NO125397B - - Google Patents
Download PDFInfo
- Publication number
- NO125397B NO125397B NO3428/68A NO342868A NO125397B NO 125397 B NO125397 B NO 125397B NO 3428/68 A NO3428/68 A NO 3428/68A NO 342868 A NO342868 A NO 342868A NO 125397 B NO125397 B NO 125397B
- Authority
- NO
- Norway
- Prior art keywords
- titanium
- molybdenum
- tungsten
- niobium
- tantalum
- Prior art date
Links
- 239000010936 titanium Substances 0.000 claims description 228
- 239000000463 material Substances 0.000 claims description 226
- 229910052719 titanium Inorganic materials 0.000 claims description 194
- RTAQQCXQSZGOHL-UHFFFAOYSA-N Titanium Chemical group [Ti] RTAQQCXQSZGOHL-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 193
- 229910052750 molybdenum Inorganic materials 0.000 claims description 135
- 229910052721 tungsten Inorganic materials 0.000 claims description 134
- ZOKXTWBITQBERF-UHFFFAOYSA-N Molybdenum Chemical compound [Mo] ZOKXTWBITQBERF-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 130
- 239000011733 molybdenum Substances 0.000 claims description 130
- 239000010937 tungsten Substances 0.000 claims description 129
- WFKWXMTUELFFGS-UHFFFAOYSA-N tungsten Chemical compound [W] WFKWXMTUELFFGS-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 128
- 239000010955 niobium Substances 0.000 claims description 119
- 229910052758 niobium Inorganic materials 0.000 claims description 116
- 238000005520 cutting process Methods 0.000 claims description 112
- GUCVJGMIXFAOAE-UHFFFAOYSA-N niobium atom Chemical compound [Nb] GUCVJGMIXFAOAE-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 112
- 229910052715 tantalum Inorganic materials 0.000 claims description 109
- 229910052751 metal Inorganic materials 0.000 claims description 105
- 239000002184 metal Substances 0.000 claims description 104
- GUVRBAGPIYLISA-UHFFFAOYSA-N tantalum atom Chemical compound [Ta] GUVRBAGPIYLISA-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 103
- 229910052720 vanadium Inorganic materials 0.000 claims description 99
- LEONUFNNVUYDNQ-UHFFFAOYSA-N vanadium atom Chemical compound [V] LEONUFNNVUYDNQ-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 95
- 150000002739 metals Chemical class 0.000 claims description 55
- IJGRMHOSHXDMSA-UHFFFAOYSA-N Atomic nitrogen Chemical compound N#N IJGRMHOSHXDMSA-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 53
- 229910052757 nitrogen Inorganic materials 0.000 claims description 24
- QCWXUUIWCKQGHC-UHFFFAOYSA-N Zirconium Chemical group [Zr] QCWXUUIWCKQGHC-UHFFFAOYSA-N 0.000 claims description 7
- 229910052726 zirconium Inorganic materials 0.000 claims description 7
- 241000512259 Ascophyllum nodosum Species 0.000 claims 1
- 229910045601 alloy Inorganic materials 0.000 description 159
- 239000000956 alloy Substances 0.000 description 159
- 238000005121 nitriding Methods 0.000 description 71
- 239000000203 mixture Substances 0.000 description 70
- 238000012360 testing method Methods 0.000 description 68
- 229910000831 Steel Inorganic materials 0.000 description 18
- 239000010959 steel Substances 0.000 description 18
- 238000006243 chemical reaction Methods 0.000 description 16
- 238000010586 diagram Methods 0.000 description 16
- 229910001069 Ti alloy Inorganic materials 0.000 description 13
- 239000002131 composite material Substances 0.000 description 12
- 239000010410 layer Substances 0.000 description 12
- 238000005299 abrasion Methods 0.000 description 11
- 230000015572 biosynthetic process Effects 0.000 description 11
- 238000005755 formation reaction Methods 0.000 description 11
- 238000000034 method Methods 0.000 description 8
- 229910002058 ternary alloy Inorganic materials 0.000 description 8
- 238000011282 treatment Methods 0.000 description 8
- 239000012071 phase Substances 0.000 description 7
- XKRFYHLGVUSROY-UHFFFAOYSA-N Argon Chemical compound [Ar] XKRFYHLGVUSROY-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 6
- 238000007792 addition Methods 0.000 description 6
- 230000007423 decrease Effects 0.000 description 6
- 238000010438 heat treatment Methods 0.000 description 6
- 238000006396 nitration reaction Methods 0.000 description 6
- QDNARMPMTMJYMK-UHFFFAOYSA-N [W].[Ti].[Nb] Chemical compound [W].[Ti].[Nb] QDNARMPMTMJYMK-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 5
- 238000010521 absorption reaction Methods 0.000 description 5
- 230000008901 benefit Effects 0.000 description 5
- 150000004767 nitrides Chemical class 0.000 description 5
- 239000000758 substrate Substances 0.000 description 5
- 229910000760 Hardened steel Inorganic materials 0.000 description 4
- ZTJWUVMPZRLXAB-UHFFFAOYSA-N [Ta].[Ti].[W] Chemical compound [Ta].[Ti].[W] ZTJWUVMPZRLXAB-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 4
- QVGXLLKOCUKJST-UHFFFAOYSA-N atomic oxygen Chemical compound [O] QVGXLLKOCUKJST-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 4
- 230000003247 decreasing effect Effects 0.000 description 4
- 230000006872 improvement Effects 0.000 description 4
- 229910052760 oxygen Inorganic materials 0.000 description 4
- 239000001301 oxygen Substances 0.000 description 4
- 239000002344 surface layer Substances 0.000 description 4
- RYGMFSIKBFXOCR-UHFFFAOYSA-N Copper Chemical compound [Cu] RYGMFSIKBFXOCR-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 3
- 229910001275 Niobium-titanium Inorganic materials 0.000 description 3
- OFHSNVAJKODVJF-UHFFFAOYSA-N [Ta].[Ti].[Mo] Chemical compound [Ta].[Ti].[Mo] OFHSNVAJKODVJF-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 3
- 229910052786 argon Inorganic materials 0.000 description 3
- 229910002056 binary alloy Inorganic materials 0.000 description 3
- 229910052799 carbon Inorganic materials 0.000 description 3
- 239000000470 constituent Substances 0.000 description 3
- 229910052802 copper Inorganic materials 0.000 description 3
- 239000010949 copper Substances 0.000 description 3
- 229910003460 diamond Inorganic materials 0.000 description 3
- 239000010432 diamond Substances 0.000 description 3
- 239000006185 dispersion Substances 0.000 description 3
- 230000000694 effects Effects 0.000 description 3
- -1 ferrous metals Chemical class 0.000 description 3
- 150000001247 metal acetylides Chemical class 0.000 description 3
- BWDUFCSALZHSPQ-UHFFFAOYSA-N molybdenum niobium titanium Chemical compound [Ti][Nb][Mo] BWDUFCSALZHSPQ-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 3
- RJSRQTFBFAJJIL-UHFFFAOYSA-N niobium titanium Chemical compound [Ti].[Nb] RJSRQTFBFAJJIL-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 3
- 230000003287 optical effect Effects 0.000 description 3
- WKXHZKXPFJNBIY-UHFFFAOYSA-N titanium tungsten vanadium Chemical compound [Ti][W][V] WKXHZKXPFJNBIY-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 3
- 230000004584 weight gain Effects 0.000 description 3
- 235000019786 weight gain Nutrition 0.000 description 3
- OKTJSMMVPCPJKN-UHFFFAOYSA-N Carbon Chemical compound [C] OKTJSMMVPCPJKN-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 2
- 229910001257 Nb alloy Inorganic materials 0.000 description 2
- 229910011214 Ti—Mo Inorganic materials 0.000 description 2
- 229910052782 aluminium Inorganic materials 0.000 description 2
- XAGFODPZIPBFFR-UHFFFAOYSA-N aluminium Chemical compound [Al] XAGFODPZIPBFFR-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 2
- 238000003763 carbonization Methods 0.000 description 2
- 230000008859 change Effects 0.000 description 2
- 239000007795 chemical reaction product Substances 0.000 description 2
- 239000011248 coating agent Substances 0.000 description 2
- 238000000576 coating method Methods 0.000 description 2
- 230000001419 dependent effect Effects 0.000 description 2
- 238000009826 distribution Methods 0.000 description 2
- 239000007789 gas Substances 0.000 description 2
- 239000012535 impurity Substances 0.000 description 2
- 238000004519 manufacturing process Methods 0.000 description 2
- DLCOPLYGCSRNAY-UHFFFAOYSA-N molybdenum titanium vanadium Chemical compound [Ti][Mo][V] DLCOPLYGCSRNAY-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 2
- 239000000843 powder Substances 0.000 description 2
- 230000000717 retained effect Effects 0.000 description 2
- 238000004901 spalling Methods 0.000 description 2
- VSSLEOGOUUKTNN-UHFFFAOYSA-N tantalum titanium Chemical compound [Ti].[Ta] VSSLEOGOUUKTNN-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 2
- UONOETXJSWQNOL-UHFFFAOYSA-N tungsten carbide Chemical compound [W+]#[C-] UONOETXJSWQNOL-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 2
- 241001279686 Allium moly Species 0.000 description 1
- 229910000531 Co alloy Inorganic materials 0.000 description 1
- 101100536354 Drosophila melanogaster tant gene Proteins 0.000 description 1
- CWYNVVGOOAEACU-UHFFFAOYSA-N Fe2+ Chemical compound [Fe+2] CWYNVVGOOAEACU-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 1
- 229910020012 Nb—Ti Inorganic materials 0.000 description 1
- 206010041662 Splinter Diseases 0.000 description 1
- 229910001362 Ta alloys Inorganic materials 0.000 description 1
- NRTOMJZYCJJWKI-UHFFFAOYSA-N Titanium nitride Chemical compound [Ti]#N NRTOMJZYCJJWKI-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 1
- 229910000756 V alloy Inorganic materials 0.000 description 1
- 229910001080 W alloy Inorganic materials 0.000 description 1
- WAIPAZQMEIHHTJ-UHFFFAOYSA-N [Cr].[Co] Chemical compound [Cr].[Co] WAIPAZQMEIHHTJ-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 1
- 239000002253 acid Substances 0.000 description 1
- 150000007513 acids Chemical class 0.000 description 1
- PNEYBMLMFCGWSK-UHFFFAOYSA-N aluminium oxide Inorganic materials [O-2].[O-2].[O-2].[Al+3].[Al+3] PNEYBMLMFCGWSK-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 1
- 239000012300 argon atmosphere Substances 0.000 description 1
- 239000012298 atmosphere Substances 0.000 description 1
- 238000005266 casting Methods 0.000 description 1
- 229910010293 ceramic material Inorganic materials 0.000 description 1
- 238000005097 cold rolling Methods 0.000 description 1
- 150000001875 compounds Chemical class 0.000 description 1
- 238000001816 cooling Methods 0.000 description 1
- 238000005260 corrosion Methods 0.000 description 1
- 230000007797 corrosion Effects 0.000 description 1
- 238000011161 development Methods 0.000 description 1
- 239000012895 dilution Substances 0.000 description 1
- 238000010790 dilution Methods 0.000 description 1
- 238000005516 engineering process Methods 0.000 description 1
- 238000002474 experimental method Methods 0.000 description 1
- 239000007792 gaseous phase Substances 0.000 description 1
- 238000005098 hot rolling Methods 0.000 description 1
- 238000007689 inspection Methods 0.000 description 1
- 238000011835 investigation Methods 0.000 description 1
- 239000011159 matrix material Substances 0.000 description 1
- 238000005088 metallography Methods 0.000 description 1
- 238000005272 metallurgy Methods 0.000 description 1
- 238000012986 modification Methods 0.000 description 1
- 230000004048 modification Effects 0.000 description 1
- 238000005458 nitriding kinetic Methods 0.000 description 1
- 230000003647 oxidation Effects 0.000 description 1
- 238000007254 oxidation reaction Methods 0.000 description 1
- TWNQGVIAIRXVLR-UHFFFAOYSA-N oxo(oxoalumanyloxy)alumane Chemical compound O=[Al]O[Al]=O TWNQGVIAIRXVLR-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 1
- 239000002245 particle Substances 0.000 description 1
- 230000035515 penetration Effects 0.000 description 1
- 238000010587 phase diagram Methods 0.000 description 1
- 238000004886 process control Methods 0.000 description 1
- 238000012545 processing Methods 0.000 description 1
- 238000004080 punching Methods 0.000 description 1
- 230000005855 radiation Effects 0.000 description 1
- 230000009257 reactivity Effects 0.000 description 1
- VSZWPYCFIRKVQL-UHFFFAOYSA-N selanylidenegallium;selenium Chemical group [Se].[Se]=[Ga].[Se]=[Ga] VSZWPYCFIRKVQL-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 1
- 238000007086 side reaction Methods 0.000 description 1
- 239000007787 solid Substances 0.000 description 1
- 239000006104 solid solution Substances 0.000 description 1
- 239000000243 solution Substances 0.000 description 1
- 239000004575 stone Substances 0.000 description 1
- 230000002195 synergetic effect Effects 0.000 description 1
- GFNGCDBZVSLSFT-UHFFFAOYSA-N titanium vanadium Chemical compound [Ti].[V] GFNGCDBZVSLSFT-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 1
- ZVWKZXLXHLZXLS-UHFFFAOYSA-N zirconium nitride Chemical compound [Zr]#N ZVWKZXLXHLZXLS-UHFFFAOYSA-N 0.000 description 1
Classifications
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C23—COATING METALLIC MATERIAL; COATING MATERIAL WITH METALLIC MATERIAL; CHEMICAL SURFACE TREATMENT; DIFFUSION TREATMENT OF METALLIC MATERIAL; COATING BY VACUUM EVAPORATION, BY SPUTTERING, BY ION IMPLANTATION OR BY CHEMICAL VAPOUR DEPOSITION, IN GENERAL; INHIBITING CORROSION OF METALLIC MATERIAL OR INCRUSTATION IN GENERAL
- C23C—COATING METALLIC MATERIAL; COATING MATERIAL WITH METALLIC MATERIAL; SURFACE TREATMENT OF METALLIC MATERIAL BY DIFFUSION INTO THE SURFACE, BY CHEMICAL CONVERSION OR SUBSTITUTION; COATING BY VACUUM EVAPORATION, BY SPUTTERING, BY ION IMPLANTATION OR BY CHEMICAL VAPOUR DEPOSITION, IN GENERAL
- C23C8/00—Solid state diffusion of only non-metal elements into metallic material surfaces; Chemical surface treatment of metallic material by reaction of the surface with a reactive gas, leaving reaction products of surface material in the coating, e.g. conversion coatings, passivation of metals
- C23C8/06—Solid state diffusion of only non-metal elements into metallic material surfaces; Chemical surface treatment of metallic material by reaction of the surface with a reactive gas, leaving reaction products of surface material in the coating, e.g. conversion coatings, passivation of metals using gases
- C23C8/08—Solid state diffusion of only non-metal elements into metallic material surfaces; Chemical surface treatment of metallic material by reaction of the surface with a reactive gas, leaving reaction products of surface material in the coating, e.g. conversion coatings, passivation of metals using gases only one element being applied
- C23C8/24—Nitriding
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
- B23B—TURNING; BORING
- B23B27/00—Tools for turning or boring machines; Tools of a similar kind in general; Accessories therefor
- B23B27/14—Cutting tools of which the bits or tips or cutting inserts are of special material
- B23B27/148—Composition of the cutting inserts
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
- C22C—ALLOYS
- C22C16/00—Alloys based on zirconium
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
- C22C—ALLOYS
- C22C27/00—Alloys based on rhenium or a refractory metal not mentioned in groups C22C14/00 or C22C16/00
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
- C22C—ALLOYS
- C22C29/00—Alloys based on carbides, oxides, nitrides, borides, or silicides, e.g. cermets, or other metal compounds, e.g. oxynitrides, sulfides
- C22C29/16—Alloys based on carbides, oxides, nitrides, borides, or silicides, e.g. cermets, or other metal compounds, e.g. oxynitrides, sulfides based on nitrides
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
- C22C—ALLOYS
- C22C30/00—Alloys containing less than 50% by weight of each constituent
Landscapes
- Chemical & Material Sciences (AREA)
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Materials Engineering (AREA)
- Metallurgy (AREA)
- Organic Chemistry (AREA)
- Chemical Kinetics & Catalysis (AREA)
- Solid-Phase Diffusion Into Metallic Material Surfaces (AREA)
- Manufacture And Refinement Of Metals (AREA)
Description
Nitrert materiale med gode skjærende Nitrided material with good cutting edges
og slitasjebestandige egenskaper. and wear-resistant properties.
Foreliggende oppfinnelse angår en ny gruppe nitrerte ternære eller høyere legerte metaller med gode skjærende og slitasjebestandige egenskaperj og som består av: (A) ett eller flere metaller fra gruppen niob, tantal og vanadium, The present invention relates to a new group of nitrided ternary or higher alloyed metals with good cutting and wear-resistant propertiesj and which consist of: (A) one or more metals from the group of niobium, tantalum and vanadium,
(B) titan, og (B) titanium, and
(C) molybden eller wolfram eller begge (C) molybdenum or tungsten or both
i de etterfølgende angitte mengder, som er i vektprosent. Man har in the subsequently specified quantities, which are in percentage by weight. One has
oppdaget at når slike legeringer nitreres slik det beskrives her, så dannes det meget brukbare skjærematerialer (skjønt de også kan anvendes for andre formål), og disse materialer har betydelige fordeler discovered that when such alloys are nitrided as described here, very useful cutting materials are formed (although they can also be used for other purposes), and these materials have significant advantages
med hensyn til varighet, forarbeidbarhet og omkostninger i forhold til tidligere kjente skjærende verktøymaterialer, og da spesielt sintrede karbider. I tillegg til dette har oppfinnelsens materialer utmerkede slitasjebestandige karakteristika, noe som vil bli beskrevet i det etterfølgende. Fagfolk vil øyeblikkelig innse den kommersielle og tekniske betydning av foreliggende oppfinnelse. I tillegg til dette har man oppdaget en ny gruppe meget fordelaktige legeringer. with regard to duration, processability and costs in relation to previously known cutting tool materials, and in particular sintered carbides. In addition to this, the materials of the invention have excellent wear-resistant characteristics, which will be described below. Those skilled in the art will immediately appreciate the commercial and technical importance of the present invention. In addition to this, a new group of very advantageous alloys has been discovered.
Såvidt man vet er det i tidligere litteratur ikke angitt noen materialer av den type som beskrives i foreliggende oppfinnelse. Man har videre ikke funnet noen hentydninger til nitrerte legerte sammensetninger av den type som beskrives her, eller en eventuell anvendbarhet av slike legeringer. Man finner tvert imot visse beskrivelser som skulle indikere at nitrerte legeringer ifølge foreliggende oppfinnelse, skulle være for sprø til at de kunne anvendes, og det er følgelig med en viss overraskelse at man nå har oppdaget at slike materialer kan være meget nyttige. As far as is known, no materials of the type described in the present invention have been mentioned in previous literature. Furthermore, no allusions to nitrated alloy compositions of the type described here have been found, or any applicability of such alloys. On the contrary, one finds certain descriptions which would indicate that nitrided alloys according to the present invention would be too brittle to be used, and it is consequently with some surprise that it has now been discovered that such materials can be very useful.
Det skal imidlertid innskytes at rent generelt så kjenner man til at forskjellige metaller og legeringer kan reageres med elementer som karbon, oksygen og nitrogen for derved å forbedre overflateegen-skaper eller i visse tilfeller, for å utvikle visse sammensatte materialer. Tidligere kjente arbeider langs disse linjer har i de fleste tilfeller involvert en karbonisering eller nitrering av jernholdige materialer, og det er en relativt stor litteratur som angår dette felt. However, it should be noted that, in general, it is known that various metals and alloys can be reacted with elements such as carbon, oxygen and nitrogen in order to thereby improve surface properties or, in certain cases, to develop certain composite materials. Previously known work along these lines has in most cases involved a carbonization or nitriding of ferrous materials, and there is a relatively large literature concerning this field.
I tidligere kjente fremgangsmåter har elementet karbon, nitrogen eller oksygen vanligvis vært i gassformet fase. Reaksjons-temperaturer varierer fra så lavt som H25°C for jernholdige metaller til fra 1925° til 2770°C for tantal og wolfram. (Se M.R. Andrews, J*Am. Chem. Soc. 5^: 18-45 (1932), samt US patent nr. 3 163 563). Reaksjonsproduktet kan være et kontinuerlig nitrid, karbid eller oksydlag på metalloverflaten, eller en indre dispersjon av de nevnte elementer og metallet, eller en kombinasjon av disse to typer. In previously known methods, the element carbon, nitrogen or oxygen has usually been in the gaseous phase. Reaction temperatures vary from as low as H25°C for ferrous metals to from 1925° to 2770°C for tantalum and tungsten. (See M.R. Andrews, J*Am. Chem. Soc. 5^: 18-45 (1932), as well as US Patent No. 3,163,563). The reaction product can be a continuous nitride, carbide or oxide layer on the metal surface, or an internal dispersion of the aforementioned elements and the metal, or a combination of these two types.
Det er videre kjent at hvis en legering bestående av kobber med mindre mengder aluminium eksponeres overfor oksygen ved forhøyede temperaturer, så går oksygenet i løsning på legeringsoverflaten, diffunderer inn i denne og reagerer med aluminiumet til en aluminium-oksyddispersjon i en kobbermatriks. En lignende effekt opptrer når molybden, legert med mindre mengder titan og/eller zirkonium (dvs. opptil 1.5 %) eksponeres overfor molekylært nitrogen ved forhøyede temperaturer. Man finner i dette tilfelle en dispersjon av titan-nitrid og/eller zirkoniumnitrid inne i molybdenet. (Se A.K. Mukherjie og J.W. Martin, J. of the Less Common Metals, 393 (19"60). Med disse mindre tilsetninger får man fremstilt dispersjonsstyrkede materialer.. It is also known that if an alloy consisting of copper with smaller amounts of aluminum is exposed to oxygen at elevated temperatures, then the oxygen goes into solution on the alloy surface, diffuses into it and reacts with the aluminum to form an aluminum oxide dispersion in a copper matrix. A similar effect occurs when molybdenum, alloyed with smaller amounts of titanium and/or zirconium (ie up to 1.5%) is exposed to molecular nitrogen at elevated temperatures. In this case, a dispersion of titanium nitride and/or zirconium nitride is found inside the molybdenum. (See A.K. Mukherjie and J.W. Martin, J. of the Less Common Metals, 393 (19"60). With these minor additions, dispersion-strengthened materials are produced..
Det er videre kjent at hvis man ved forhøyede temperaturer nitrerer elementene tantal, niob eller titan, eller fortynner titan-legeringer, så resulterer dette vanligvis i at det dannes kontinuerlige, harde nitrerte overflatelag på metallene. Disse lag er vanligvis relativt sprøe. Hvis man på lignende måte karboniserer tantal, It is also known that if the elements tantalum, niobium or titanium are nitrided at elevated temperatures, or titanium alloys are diluted, this usually results in the formation of continuous, hard nitrided surface layers on the metals. These layers are usually relatively brittle. If tantalum is similarly carbonized,
så resulterer dette i at det dannes et hardt kontinuerlig karbid-overflatelag. Hvis imidlertid tantalet legeres før karboniseringen, then this results in the formation of a hard continuous carbide surface layer. If, however, the tantalum is alloyed before the carbonization,
så oppnår man en betydelig forbedring med hensyn til det resulterende lags vedheng til substratet. (Se US patent nr. 3 163 563). Lignende forbedringer og modifikasjoner med hensyn til fasefordeling og vedheng av overflatelaget, er blitt observert når niob legeres med zirkonium eller titan før oksydering. then a significant improvement is achieved with regard to the adhesion of the resulting layer to the substrate. (See US Patent No. 3,163,563). Similar improvements and modifications with regard to phase distribution and adhesion of the surface layer have been observed when niobium is alloyed with zirconium or titanium before oxidation.
I motsetning til denne tidligere kjente teknikk, angår foreliggende oppfinnelse hovedsakelig en fremstilling av en eksepsjonelt anvendbar gruppe materialer, som oppstår ved en reaksjon mellom visse legeringer og nitrogen. Slike legeringer inneholder niob (Nb) og/ eller tantal (Ta) og/eller vanadium (V) som en bestanddel. Titan (Ti) er den annen bestanddel. En mindre mengde, (opptil 3 %) av titanet kan erstattes med zirkonium (Zr). Den tredje prinsipielle bestanddel er molybden (Mo) eller wolfram (W) eller begge. Mindre mengder av andre materialer og/eller metaller kan også være tilstede, enten som urenheter eller som uskadelige fortynninger, som ikke påvirker materialets spesielle egenskaper. Etterat det foreliggende materiale er blitt nitrert, er det karakterisert ved en meget ønskelig og fordel-aktig kombinasjon av mekaniske egenskaper som gjør dem meget anvendbare og da spesielt under betingelser som innbefatter meget hard slitasje eller abrasjon. Oppfinnelsen dekker videre visse nye legeringssystemer i seg selv. In contrast to this previously known technique, the present invention mainly concerns the production of an exceptionally useful group of materials, which arise from a reaction between certain alloys and nitrogen. Such alloys contain niobium (Nb) and/or tantalum (Ta) and/or vanadium (V) as a constituent. Titanium (Ti) is the other component. A smaller amount (up to 3%) of the titanium can be replaced with zirconium (Zr). The third principle component is molybdenum (Mo) or tungsten (W) or both. Smaller amounts of other materials and/or metals may also be present, either as impurities or as harmless dilutions, which do not affect the material's special properties. After the present material has been nitrided, it is characterized by a very desirable and advantageous combination of mechanical properties which make them very usable and especially under conditions which include very hard wear or abrasion. The invention further covers certain new alloy systems per se.
Det skal videre bemerkes at tidligere kjent teknikk og litteratur indikerer at når metallene niob, tantal, vanadium eller titan ved forhøyede temperaturer omsettes med molekylært nitrogen ved 1 at-mosfæres trykk, så dannes det .på metalloverflaten kontinuerlige nitrid-eller subnitridlag. I tillegg til dette kan man under nevnte ytre lag finne enkeltpartikler av subnitrid eller faste løsningsfaser. Slike nitrerte metalliske elementer lar seg på ingen måte sammenligne med de nitrerte materialer ifølge foreliggende oppfinnelse med hensyn til egenskaper og anvendbarhet. Skjønt nevnte ytre harde lag har en viss hardhet, så er deres anvendelse relativt begrenset. Deres evne til å bære mekanisk belastning er relativt dårlig slik denne kan måles ved prøver som innbefatter diamantinntrengning, metallskjæring og abrasjon eller slag under høy belastning. Materialene er videre karakterisert ved å ha dårlig styrke, svak seighet og liten resistens overfor avspaltning av skall og skår. Som vist i det etterfølgende, har man funnet det nødvendig å eliminere kontinuiteten i de nitrerte lag ved å anvende materialer hvis sammensetning og egenskaper er gradert på en nesten kontinuerlig måte for derved å oppnå maksimale resultater ved de prøvebetingelser som er angitt i det etterfølgende. It should also be noted that prior art and literature indicate that when the metals niobium, tantalum, vanadium or titanium are reacted with molecular nitrogen at elevated temperatures at 1 atmosphere pressure, continuous nitride or subnitride layers are formed on the metal surface. In addition to this, individual particles of subnitride or solid solution phases can be found under said outer layer. Such nitrided metallic elements can in no way be compared with the nitrided materials according to the present invention with regard to properties and applicability. Although said outer hard layers have a certain hardness, their application is relatively limited. Their ability to bear mechanical stress is relatively poor as this can be measured by tests that include diamond penetration, metal cutting and abrasion or impact under high stress. The materials are further characterized by having poor strength, weak toughness and little resistance to peeling off shells and chips. As shown in the following, it has been found necessary to eliminate the continuity of the nitrided layers by using materials whose composition and properties are graded in an almost continuous manner in order to thereby obtain maximum results at the test conditions indicated in the following.
Man har funnet at virkelig effektivt nitrerte materialer ifølge.foreliggende oppfinnelse, bare kan fremstilles når visse kombinasjoner av metaller i visse konsentrasjonsområder og forhold er tilstede i legeringene før nitreringen. Som nevnt ovenfor, må legeringene før nitrering inneholde minst tre metalliske komponenter, nemlig: It has been found that really effectively nitrided materials according to the present invention can only be produced when certain combinations of metals in certain concentration ranges and conditions are present in the alloys prior to nitriding. As mentioned above, the alloys before nitriding must contain at least three metallic components, namely:
(A) ett eller flere av metallene niob, tantal og vanadium, (A) one or more of the metals niobium, tantalum and vanadium,
(B) titan, og (B) titanium, and
(C) et ett eller begge av metallene molybden og wolfram. (C) one or both of the metals molybdenum and tungsten.
Når niob anvendes fra gruppe A alene, så kan innholdet variere fra 10 til 85 vektprosent. (Alle prosentsatser i det følgende er per vekt hvis intet annet er angitt). Når tantal anvendes alene, så kan innholdet variere fra 10 til 88 % og når vanadium anvendes alene, så vil innholdet variere fra 15 til 90 %, When niobium is used from group A alone, the content can vary from 10 to 85 percent by weight. (All percentages in the following are per weight unless otherwise stated). When tantalum is used alone, the content can vary from 10 to 88% and when vanadium is used alone, the content will vary from 15 to 90%,
Por de legeringer ifølge foreliggende oppfinnelse, hvor to eller flere av gruppe A metallene anvendes, så vil man også angi kom-binasj onsområdene. For the alloys according to the present invention, where two or more of the group A metals are used, the combination ranges will also be indicated.
Man har videre funnet.at titan i alle tilfeller må utgjøre It has also been found that titanium must in all cases constitute
en relativt liten bestanddel av tre- eller flerkomponent-legeringssystemet, dvs. at titanet må være tilstede i mengder på mindre enn 45 vektprosent, og i de foretrukne materialer er det tilstede i mengder som er betydelig mindre enn dette. Videre, og dette er et typisk trekk ved foreliggende oppfinnelse, så må det være mindre titan tilstede enn enten niob eller tantal eller begge. Når vanadium alene anvendes fra gruppe A, så har man kunnet fremstille brukbare nitrerte materialer hvor det er noe mer titan enn vanadium (V : Ti forholdet a relatively minor component of the three- or multi-component alloy system, ie the titanium must be present in amounts of less than 45% by weight, and in the preferred materials it is present in amounts considerably less than this. Furthermore, and this is a typical feature of the present invention, there must be less titanium present than either niobium or tantalum or both. When vanadium alone is used from group A, it has been possible to produce usable nitrided materials where there is somewhat more titanium than vanadium (V : Ti ratio
kan være så lavt som 0.66 ; 1), men det er også her foretrukket at vanadiuminnholdet er høyere enn titaninnholdet. Når to eller flere metaller fra gruppe A anvendes isammen, så er det videre Torétrukket at deres totale innhold er høyere enn titaninnholdet. can be as low as 0.66; 1), but it is also preferred here that the vanadium content is higher than the titanium content. When two or more metals from group A are used together, it is further Toré drawn that their total content is higher than the titanium content.
En mindre mengde, {dvs., opptil 3 50 av titanet kan erstattes med zirkonium uten at materialets ahvendbarhét derfor avtar; A smaller amount, {ie, up to 3 50 of the titanium can be replaced with zirconium without the material's reversibility therefore decreasing;
Hvis molybden anvendes alene fra gruppe C, så kan mengden variere fra 2 til 60 % hvis metallet brukes med niob og/eller vanadium, mens mengden kan variere -fra 2 til 50 %, hvis metallet anvendes med tantal alene fra gruppe A metallene. Hvis wolfram er tilstede alene, så kan mengden variere fra 2 til BO %. I et etterfølgende av-snitt vil man komme vtilbake til de -begrensninger som er nødvendige når både molybden bg wolfram er tilstede i nevnte legerte systemer. Den mengde molybden og7eller wolfram som er nødvendig, er videre avhengig av mengden av de andre metallene. If molybdenum is used alone from group C, then the amount can vary from 2 to 60% if the metal is used with niobium and/or vanadium, while the amount can vary -from 2 to 50%, if the metal is used with tantalum alone from the group A metals. If tungsten is present alone, the amount may vary from 2 to BO%. In a subsequent section, we will come back to the restrictions that are necessary when both molybdenum and tungsten are present in said alloy systems. The amount of molybdenum and 7 or tungsten that is necessary is further dependent on the amount of the other metals.
Foreliggende oppfinnelse angår således .spesielt nitrerte materialer bestående i alt vesentlig av legeringssystemet (Nb, Ta, V) - The present invention thus relates in particular to nitrided materials consisting essentially of the alloy system (Nb, Ta, V) -
(Ti[Zr]) - (Mo, W) og dekker en rekke fordelaktige og ønskelige sammensatte materialer varierende fra et trekomponent- til et syvkomponent-legeringssystem hvis zirkoniumet erstatter en del av titanet. I tillegg til dette kan det i legeringen være tilstede mindre urenheter eller fortynnede metaller som ikke påvirker de nitrerte materialers ønskelige egenskaper. (Ti[Zr]) - (Mo, W) and covers a number of advantageous and desirable composite materials varying from a three-component to a seven-component alloy system if the zirconium replaces part of the titanium. In addition to this, minor impurities or diluted metals may be present in the alloy which do not affect the desirable properties of the nitrided materials.
Innen forannevnte variasjonsområde er det visse foretrukne sammensetninger som i høyere grad enn andre tilfredsstiller de relativt strenge prøvekriteria med hensyn til skjæring som man har anvendt, eller det er materialer som er spesielt slitasje- eller abrasjonsresistente, eller det er materialer som lar seg lettere fabrikere enn andre. Etter en nitrering kan alle foreliggende -materialer I legeringssystemet anvendes for skjæreverktøy, men det er også andre aspek-ter ved foreliggende oppfinnelse som er meget viktige. Within the aforementioned range of variation, there are certain preferred compositions which to a higher degree than others satisfy the relatively strict test criteria with regard to cutting that have been used, or there are materials which are particularly resistant to wear or abrasion, or there are materials which can be manufactured more easily than second. After nitriding, all available materials in the alloy system can be used for cutting tools, but there are also other aspects of the present invention which are very important.
Ifølge foreliggende oppfinnelse er det tilveiebragt et nitrert materiale med utmerkede skjærende og slitasjebestandige egenskaper, bestående av et metall fra hver av gruppene A, ~B og C hvor gruppe A består av niob, tantal og vanadium, gruppe B er titan "hvorav inntil 3 % kan være erstattet med zirkonium, og gruppe C består av molybden og wolfram,, hvilket materiale inneholder minst ett mg nitrogen per cm overflate, og dette nitrerte materiale er kjennetegnet ved at: According to the present invention, a nitrided material with excellent cutting and wear-resistant properties is provided, consisting of a metal from each of groups A, ~B and C where group A consists of niobium, tantalum and vanadium, group B is titanium "of which up to 3% can be replaced with zirconium, and group C consists of molybdenum and tungsten, which material contains at least one mg of nitrogen per cm of surface, and this nitrided material is characterized by:
(a) når bare niob og molybden er tilstede sammen med titan, er variasjonsområdet for niobinnholdet fra 20 til 85 %, (b) når bare niob og wolfram.er tilstede sammen med titan, er variasjonsområdet for niobinnholdet fra 10 til 85 %, (c) når bare niob, molybden og wolfram er tilstede sammen med titan, er det minste nødvendige innhold av niob bestemt av formelen: (a) when only niobium and molybdenum are present together with titanium, the range of variation of the niobium content is from 20 to 85%, (b) when only niobium and tungsten are present together with titanium, the range of variation of the niobium content is from 10 to 85%, ( c) when only niobium, molybdenum and tungsten are present together with titanium, the minimum required content of niobium is determined by the formula:
10(Forhold E) + 20 (Forhold D) 10 (Ratio E) + 20 (Ratio D)
og maksimalinnholdet av niob er 85 %, and the maximum content of niobium is 85%,
(d) når bare tantal og molybden er tilstede sammen med titan, er variasjonsområdet for tantalinnholdet fra 25 til 88 %, (e) når bare tantal og wolfram er tilstede sammen med titan, er variasjonsområdet for tantalinnholdet fra 10 til 88 %, (f) når bare tantal, molybden og wolfram er tilstede sammen med titan, er det minste nødvendige innhold av tantal bestemt av formelen: (d) when only tantalum and molybdenum are present together with titanium, the range of variation of the tantalum content is from 25 to 88%, (e) when only tantalum and tungsten are present together with titanium, the range of variation of the tantalum content is from 10 to 88%, (f ) when only tantalum, molybdenum and tungsten are present together with titanium, the minimum required content of tantalum is determined by the formula:
10 (Forhold E) + 25 (Forhold D) 10 (Ratio E) + 25 (Ratio D)
og det maksimale innhold av tantal er 88 i!, and the maximum content of tantalum is 88 i!,
(g) når bare vanadium og et metall fra gruppen bestående av molybden, wolfram og kombinasjoner av disse er tilstede sammen med titan, er variasjonsområdet for vanadiuminnholdet fra 15 til 90 %, (h) når mer enn ett metall fra gruppen niob, tantal og vanadium er tilstede sammen med bare molybden og titan, er det samlede minimumsinnhold av metallene niob, tantal og vanadium minst lik 20 (Forhold A) + 25 (Forhold B) + 15 (Forhold C), (g) when only vanadium and a metal from the group consisting of molybdenum, tungsten and combinations thereof are present together with titanium, the range of variation of the vanadium content is from 15 to 90%, (h) when more than one metal from the group niobium, tantalum and vanadium is present together with only molybdenum and titanium, the combined minimum content of the metals niobium, tantalum and vanadium is at least equal to 20 (Ratio A) + 25 (Ratio B) + 15 (Ratio C),
(i) når mer enn ett av metallene fra gruppen niob, tantal og vanadium er tilstede bare sammen med wolfram og titan, er det minste samlede innhold av metallene niob, tantal og vanadium minst lik (i) when more than one of the metals from the group niobium, tantalum and vanadium is present only together with tungsten and titanium, the minimum combined content of the metals niobium, tantalum and vanadium is at least equal to
10 (Forhold A) + 10 (Forhold B) + 15 (Forhold C) 10 (Ratio A) + 10 (Ratio B) + 15 (Ratio C)
(j) når mer enn ett metall fra gruppen niob, tantal og vanadium er tilstede sammen med molybden, wolfram og titan, er det minste samlede innhold av metallene niob, tantal og vanadium minst lik (j) when more than one metal from the group niobium, tantalum and vanadium is present together with molybdenum, tungsten and titanium, the minimum combined content of the metals niobium, tantalum and vanadium is at least equal to
[(Forhold A) + (Forhold B)] x [(Ratio A) + (Ratio B)] x
[ 10 (Forhold E) + 25 (Forhold D)] + 15 (Forhold C) [ 10 (Ratio E) + 25 (Ratio D)] + 15 (Ratio C)
(k) når mer enn ett metall fra gruppen niob, tantal og vanadium er tilstede, er det maksimale samlede innhold av disse lik eller mindre enn (k) when more than one metal from the group niobium, tantalum and vanadium is present, the maximum combined content of these is equal to or less than
85 (Forhold A) + 88 (Forhold B) + 30 (Forhold C) 85 (Ratio A) + 88 (Ratio B) + 30 (Ratio C)
(1) når titaner tilstede sammen med hare niob og et metall fra, gruppen "bestående av molybden, wolfram og kombinasjoner av disse, varierer titaninnholdet. fra. 1 til "45 %, mens vektforholdet mellom niob og titan er større enn 1, (m) når titan er tilstede sammen med bare tantal og et metall fra gruppen bestående av molybden, wolfram og kombinasjoner av disse, varierer titaninnholdet fra 1 til 35 mens vektforholdet mellom tantal og titan er større enn 1, (1) when titanium is present together with hare niobium and a metal from, the group "consisting of molybdenum, tungsten and combinations thereof, the titanium content varies. from. 1 to "45%, while the weight ratio of niobium to titanium is greater than 1, ( m) when titanium is present together with only tantalum and a metal from the group consisting of molybdenum, tungsten and combinations thereof, the titanium content varies from 1 to 35 while the weight ratio of tantalum to titanium is greater than 1,
(n) når titan er tilstede bare sammen med vanadium.og et metall fra gruppen bestående av molybden, wolfram og kombinasjoner av disse, varierer titaninnholdet'fra 1 til 45 %, mens vektforholdet mellom vanadium og titan er større enn 0.66, (n) when titanium is present only together with vanadium and a metal from the group consisting of molybdenum, tungsten and combinations thereof, the titanium content varies from 1 to 45%, while the weight ratio of vanadium to titanium is greater than 0.66,
(o) når titan er tilstede sammen med mer enn ett av metallene i gruppen niob, tantal og vanadium samt et metall fra gruppen bestående av molybden, wolfram og kombinasjoner av disse, er det maksimale innhold av titan lik eller mindre enn (o) when titanium is present together with more than one of the metals of the group niobium, tantalum and vanadium and a metal of the group consisting of molybdenum, tungsten and combinations thereof, the maximum content of titanium is equal to or less than
45 (Forhold A * Forhold C) + 35 (Forhold B) 45 (Ratio A * Ratio C) + 35 (Ratio B)
og vektforholdet av metallene niob, tantal og vanadium til titan må være lik eller større enn forholdet and the weight ratio of the metals niobium, tantalum and vanadium to titanium must be equal to or greater than the ratio
(Forhold A) + (Forhold B) + 0.66 (Forhold C) : 1 (Ratio A) + (Ratio B) + 0.66 (Ratio C) : 1
og minste-innholdet av titan er H, and the minimum content of titanium is H,
(p) når bare molybden, titan og et metall fra gruppen niob, vanadium og kombinasjoner av disse er tilstede, varierer molybdeninnholdet fra 2 til 60 %, (p) when only molybdenum, titanium and a metal from the group of niobium, vanadium and combinations thereof are present, the molybdenum content varies from 2 to 60%,
(q) når bare molybden, titan og tantal er tilstede, varierer molybdeninnholdet fra .2 til 50 % 3 (q) when only molybdenum, titanium and tantalum are present, the molybdenum content ranges from .2 to 50% 3
(r) når bare wolfram, titan og et metall fra gruppen bestående av niob, tantal, vanadium og kombinasjoner av disse, er tilstede, varierer wolframinnholdet fra 2 til 80 %, og (s) når molybden, wolfram, titan og et metall fra gruppen bestående av niob, tantal, vanadium og kombinasjoner av disse er tilstede, er det maksimale samlede innhold av molybden og wolfram lik eller mindre enn (r) when only tungsten, titanium and a metal from the group consisting of niobium, tantalum, vanadium and combinations thereof are present, the tungsten content varies from 2 to 80%, and (s) when molybdenum, tungsten, titanium and a metal from group consisting of niobium, tantalum, vanadium and combinations thereof are present, the maximum combined content of molybdenum and tungsten is equal to or less than
60 (Forhold A + Forhold C)(Forhold D) + 60 (Ratio A + Ratio C)(Ratio D) +
50 (Forhold B)(Forhold D) + 80 (Forhold E), 50 (Ratio B)(Ratio D) + 80 (Ratio E),
og minsteinnholdet av molybden og wolfram er 2 %, og hvor and the minimum content of molybdenum and tungsten is 2%, and where
En viktig fordel ved foreliggende oppfinnelse er at man i ett og samme materiale oppnår høy hardhet og slitasjeresistens koblet sammen med god seighet eller avskallingsresistens. Det er normalt meget vanskelig å utvikle en god balanse mellom disse egenskaper samtidig som de holdes på et relativt høyt nivå. Den vide anvendelse av sintrede karbider for skjærende og slitasjeresistente formål, stammer nettopp fra en balanse mellom slike egenskaper. (Dog har man funnet at foreliggende materialer er langt bedre og har en rekke fordeler fremfor sintrede karbider). Skjønt keramiske materialer 'som aluminia kan være langt hardere enn sintret karbid, så er deres anvendelse sterkt begrenset på grunn av avskalling og skårdannelse. An important advantage of the present invention is that in one and the same material one achieves high hardness and wear resistance combined with good toughness or peeling resistance. It is normally very difficult to develop a good balance between these characteristics while keeping them at a relatively high level. The wide application of sintered carbides for cutting and wear-resistant purposes stems precisely from a balance between such properties. (However, it has been found that the present materials are far better and have a number of advantages over sintered carbides). Although ceramic materials such as alumina can be much harder than sintered carbide, their application is severely limited due to spalling and chipping.
Man har anvendt metallskjæringsprøver ved 30.5 og 228.8 m/min. (ved overflaten) som en primær eksperimentell bedømmelsestek-nikk, ettersom disse betingelser er meget lett reproduserbare, foruten at metallskjæring antagelig vil være en av de prinsipielle an-vendelsesområder for foreliggende materialer. Skjæring av herdet stål ved høye hastigheter - 228.8 m/min. - er et godt mål for materialets slitasjeresistens. Ved relativt lave hastigheter (30.5 m/min), får man en meget god bedømmelse på materialets tilbøyelighet til avskalling under belastning. Disse forhold vil fremgå lettere av den etterfølgende beskrivelse. Metal cutting tests have been used at 30.5 and 228.8 m/min. (at the surface) as a primary experimental assessment technique, as these conditions are very easily reproducible, apart from the fact that metal cutting will presumably be one of the principle areas of application for the present materials. Cutting hardened steel at high speeds - 228.8 m/min. - is a good measure of the material's wear resistance. At relatively low speeds (30.5 m/min), you get a very good assessment of the material's tendency to peel under load. These conditions will become more apparent from the following description.
Det tør være innlysende at foreliggende prøver er relativt strenge, men man har og vært i stand til å utvikle en ny type materialer som passerer disse prøvebetingelser med letthet. It should be obvious that the present tests are relatively strict, but one has and has been able to develop a new type of materials that pass these test conditions with ease.
På de vedlagte tegninger er: On the attached drawings are:
fig. 1 et ternært diagram for nitrerte legeringer i niob-wolfram-titan-systemet, fig. 1 a ternary diagram for nitrided alloys in the niobium-tungsten-titanium system,
fig. 2 er et ternært diagram for nitrerte legeringer i niob-molybden-titan-systemet, fig. 2 is a ternary diagram for nitrided alloys in the niobium-molybdenum-titanium system,
fig. 3 er et ternært diagram for nitrerte legeringer i tantal-wolfram-titan-systemet, fig. 3 is a ternary diagram for nitrided alloys in the tantalum-tungsten-titanium system,
fig. 4 er et ternært diagram for nitrerte legeringer i tantal-molybden-titan-systemet, fig. 4 is a ternary diagram for nitrided alloys in the tantalum-molybdenum-titanium system,
fig. 5 er et ternært diagram for nitrerte legeringer i vanadium-wolfram-titan-systemet, fig. 5 is a ternary diagram for nitrided alloys in the vanadium-tungsten-titanium system,
fig. 6 er et ternært diagram for nitrerte legeringer i vanadium-molybden-titan-systemet, fig. 6 is a ternary diagram for nitrided alloys in the vanadium-molybdenum-titanium system,
fig. 7 er et diagram som sammenligner slitasjeegenskapene for ett av de beste sintrede karbidmaterialer med noen av de foreliggende materialer, og fig. 7 is a chart comparing the wear characteristics of one of the best sintered carbide materials with some of the present materials, and
fig. 8 er et diagram som viser mikrohardheten for en rekke nitrerte legeringer i Nb-Mo-Ti-systemet. fig. 8 is a diagram showing the microhardness of a variety of nitrided alloys in the Nb-Mo-Ti system.
Før man går videre med en detaljert diskusjon av foreliggende oppfinnelse, kan det være på sin plass først å beskrive de eksperimentelle fremgangsmåter samt de kriteria som anvendes for å bestemme anvendbarheten av de foreliggende nitrerte materialer. En del av denne beskrivelse og en del av resultatene kunne selvsagt vært gitt som en serie eksempler (og bør betraktes som sådanne), men for kort-hets skyld vil de etterfølgende data bli presentert i tabellform. Before proceeding with a detailed discussion of the present invention, it may be appropriate to first describe the experimental methods as well as the criteria used to determine the applicability of the present nitrided materials. Part of this description and part of the results could of course have been given as a series of examples (and should be considered as such), but for the sake of brevity the subsequent data will be presented in tabular form.
Legeringene ble nedsmeltet i en argonatmosfære i en lysbue-ovn ved å anvende en vannavkjølt kobberkokille. Høyrene materialer (renhet høyere enn 99.5 %) ble anvendt for alle legeringer, som vanligvis veide ca. 70 g. Noen av legeringene ble direkte kaldvalset til en plate på 0.3 cm. Andre legeringer ble varmvalset og høvlet før anvendelse. Disse fremgangsmåter er velkjente for fagfolk. The alloys were melted in an argon atmosphere in an arc furnace using a water-cooled copper mold. Pure materials (purity higher than 99.5%) were used for all alloys, which usually weighed approx. 70 g. Some of the alloys were directly cold-rolled into a sheet of 0.3 cm. Other alloys were hot-rolled and planed before use. These methods are well known to those skilled in the art.
De opparbeidede legeringer ble kuttet i stykker på ca. 1 x 1 x 0.3 cm og reagert med molekylært nitrogen ved atmosfærisk trykk hvis intet annet er angitt. Den resulterende struktur, tykkelse og mikrohardhet på de forskjellige reaksjonssoner eller lag ble bestemt ved å anvende vanlig metallurgisk teknikk. En rekke prøver ble anvendt for å bedømme materialenes seighet og styrke med hensyn til deres anvendelse for formål som Innbefatter slitasje og metallskjæring. The processed alloys were cut into pieces of approx. 1 x 1 x 0.3 cm and reacted with molecular nitrogen at atmospheric pressure unless otherwise stated. The resulting structure, thickness and microhardness of the various reaction zones or layers were determined using standard metallurgical techniques. A variety of tests were used to assess the toughness and strength of the materials with regard to their use for purposes including abrasion and metal cutting.
Metallskjæreprøvene ble utført på verktøystykker av samme størrelse som forannevnte prøver og med en 0.080 cm neseradius som ble anvendt som en del av skjæreflaten. Slike radier ble innslipt på stykkene før nitrering. The metal cutting tests were carried out on tool pieces of the same size as the aforementioned samples and with a 0.080 cm nose radius which was used as part of the cutting surface. Such radii were ground into the pieces before nitriding.
De således fremstilte legeringer ble deretter nitrert. For nitrering anvendte man en kaldvegget ovn med et varmeelement av molybden samt strålingsskjermer, og ovnen ble evakuert til et trykk på 5 mikron og renset med nitrogen før oppvarming. Temperaturene ble målt med et optisk pyrometer, (Leeds and Northrup Optical Pyrometer, kata-log nr. 862), idet innsiktingen foregikk på det unitrerte molybden-oppvarmingselement som fullstendig omga prøvene. Alle de etterfølg-ende temperaturer er følgelig optisk målt og ukorrigert. The alloys thus produced were then nitrided. For nitriding, a cold-walled furnace with a molybdenum heating element and radiation shields was used, and the furnace was evacuated to a pressure of 5 microns and purged with nitrogen before heating. The temperatures were measured with an optical pyrometer (Leeds and Northrup Optical Pyrometer, catalog no. 862), as the inspection took place on the unitized molybdenum heating element which completely surrounded the samples. All subsequent temperatures are therefore optically measured and uncorrected.
Etter nitrering ble prøvestykkene utsatt for forsøk med over-flatehastigheter fra 30.5 til 228.8 m/min. (ved overflaten) på et AISI 43^0 stål med en Rockwell C-hardhet på omkring 43 til 45. Man anvendte en fremføringshastighet på 0.012 cm per omdreining og en kuttdybde på 0.12 cm. Man anvendte en standard verktøyholder med en 5° tilbakehelning og en 15° sideskjæringsvinkel. Verktøyslitasjen ble målt etterat det var fjernet en gitt mengde materiale. After nitriding, the test pieces were subjected to tests with surface velocities from 30.5 to 228.8 m/min. (at the surface) on an AISI 43^0 steel with a Rockwell C hardness of about 43 to 45. A feed rate of 0.012 cm per revolution and a depth of cut of 0.12 cm were used. A standard tool holder with a 5° backslope and a 15° side cutting angle was used. Tool wear was measured after a given amount of material had been removed.
Av grunner som vil bli forklart i det etterfølgende, var det prinsipielle kriterium hvorvidt foreliggende nitrerte materialer var tilfredsstillende eller sviktet, og således hvorvidt de falt innenfor eller utenfor foreliggende oppfinnelse, evnen til å skjære et gitt volum av 4340 stålet ved både 30.5 - 228.8 m/min (ved overflaten). I tabell I innbefatter dette alle materialer som ikke direkte er .angitt som mislykket. For reasons that will be explained hereinafter, the principle criterion of whether present nitrided materials were satisfactory or failed, and thus whether they fell within or outside the scope of the present invention, was the ability to cut a given volume of the 4340 steel at both 30.5 - 228.8 m /min (at the surface). In Table I, this includes all materials not directly indicated as failed.
I den etterfølgende beskrivelse anvendte man følgende betingelser hvis intet annet er angitt: (1) all nitrering ble utført i molekylært nitrogen ved atmosfærisk trykk, (2) prøvestykkene var av den størrelse som er angitt ovenfor, (3) første prøve innbefattet at man fjernet 33 cm^ av 4340-stålet. In the following description, the following conditions were used unless otherwise stated: (1) all nitriding was carried out in molecular nitrogen at atmospheric pressure, (2) the test pieces were of the size indicated above, (3) the first test involved removing 33 cm^ of the 4340 steel.
Med en hastighet på 228.8 m/min. fjernet de beste nitrerte materialer ifølge foreliggende oppfinnelse nevnte 33 cm^ stål i løpet av ca. 1 minutt (det skal bemerkes at med de ovenfor og i det følg-ende angitte hastigheter menes den lineære hastighet med hvilken materialet passerer skjærekanten). With a speed of 228.8 m/min. removed the best nitrided materials according to the present invention mentioned 33 cm^ steel during approx. 1 minute (it should be noted that the above and following speeds mean the linear speed at which the material passes the cutting edge).
For en sammenligning mellom typiske skjæreegenskaper for et par materialer ifølge foreliggende oppfinnelse og det hittil best kjente sintrede karbid (C6 kvalitet), henvises det til fig. 7. Dette diagram viser at ved 228.8 m/min. hadde karbidet en slitasje på mer enn 0.080 cm i løpet av 3 minutter, mens en av de foreliggende nitrerte niob-wolfram-titan-legeringer hadde langt mindre slitasje selv etter 6 minutters skjæring. For a comparison between typical cutting properties for a pair of materials according to the present invention and the hitherto best known sintered carbide (C6 quality), reference is made to fig. 7. This diagram shows that at 228.8 m/min. the carbide had a wear of more than 0.080 cm in 3 minutes, while one of the present nitrided niobium-tungsten-titanium alloys had far less wear even after 6 minutes of cutting.
Ved bedømmelse av verktøy og verktøymateriale anser man ofte at det opptrer svikt når slitasjen når omkring 0.08 cm. Med materialer ifølge foreliggende oppfinnelse, slik dette er angitt i tabellform og på nevnte grafiske diagrammer, så har man valgt en relativt streng prøve, idet man angir materialene som tilfredsstillende (dvs. at de passerer prøven) når de ved en hastighet på 228.8 m/min. (ved overflaten) har en ensartet slitasje på mindre enn 0.062 cm etter å ha fjernet 33 cm^ stål. Skjønt det kan opptre en viss skalldannelse i visse sammensetninger ved prøving ved 228.8 m/min., så blir denne tilbøyelighet sterkt forstørret ved lavere hastigheter og kan bedre anslås ved 30.5 m/min. Dette er en av grunnene til at man velger to prøvehastigheter. When evaluating tools and tool material, failure is often considered to occur when the wear reaches around 0.08 cm. With materials according to the present invention, as indicated in tabular form and on the aforementioned graphic diagrams, a relatively strict test has been chosen, whereby the materials are designated as satisfactory (i.e. that they pass the test) when at a speed of 228.8 m/ my. (at the surface) has a uniform wear of less than 0.062 cm after removing 33 cm^ of steel. Although some shelling may occur in certain compositions when tested at 228.8 m/min, this tendency is greatly magnified at lower speeds and can be better estimated at 30.5 m/min. This is one of the reasons why two sample rates are chosen.
Utvikling av et akseptabelt prøvekriterium ved denne lavere hastighet,» krever en noe mer detaljert kommentar. Materialer som skjærer de forønskede 33 cm^ ved hastigheten med liten slitasje og ingen skalldannelse passerer selvfølgelig prøven. De materialer som har stor skall- og skårdannelse og høy slitasje langs skjærekanten på verktøyet, anser man for å ha sviktet. Videre har det vist seg at en rekke materialer skjærer tilfredsstillende de forønskede 33 cm^, men at det ved den lavere hastighet opptrer alvorlige skall- og skår-dannelser, og disse materialer blir følgelig progressivt verre, og de ansees også for å ha sviktet. Andre materialer vil vise liten skall-ener skårdannelse og liten slitasje langs skjærekanten, men viss begrenset mikroskopisk skalldannelse langs kanten såsnart 8 cm^ metall er fjernet. Materialets seighet er imidlertid tilstrekkelig til at denne første slitasje ikke utvikler seg videre. Man har fjernet opptil 96 cm^ metall ved skjæring, og funnet liten forandring med hensyn til skjærekantens slitasje i visse typer materialer. Disse typer materialer er angitt som tilfredsstillende eller marginale alt avhengig av den mengde slitasje som opptrer. Development of an acceptable test criterion at this lower speed,” requires a somewhat more detailed comment. Materials that cut the desired 33 cm^ at the speed with little wear and no shell formation obviously pass the test. The materials that have large scale and chip formation and high wear along the cutting edge of the tool are considered to have failed. Furthermore, it has been shown that a number of materials satisfactorily cut the desired 33 cm^, but that at the lower speed severe shell and chip formations occur, and these materials consequently become progressively worse, and they are also considered to have failed. Other materials will show little peeling and chipping and slight wear along the cutting edge, but some limited microscopic peeling along the edge as soon as 8 cm^ of metal has been removed. However, the toughness of the material is sufficient so that this initial wear does not develop further. Up to 96 cm^ of metal has been removed by cutting, and little change has been found with regard to the wear of the cutting edge in certain types of materials. These types of materials are indicated as satisfactory or marginal depending on the amount of wear and tear that occurs.
Tabell I presenterer skjæreprøveresultater for noen av de foreliggende materialer samt en del andre etter å ha fjernet 33 cm^ herdet stål ved 228.8 og 30.5 m/min. (ved overflaten). Alle nevnte legeringer ble nitrert i molekylært nitrogen ved de angitte temperaturer (slik disse ble målt ved forannevnte optiske pyrometer) i det angitte, tidsrom. Table I presents cutting test results for some of the present materials as well as some others after removing 33 cm^ of hardened steel at 228.8 and 30.5 m/min. (at the surface). All mentioned alloys were nitrided in molecular nitrogen at the indicated temperatures (as measured by the aforementioned optical pyrometer) for the indicated time period.
Selv om det hittil er blitt beskrevet en reaksjon mellom forskjellige legerte sammensetninger og molekylært nitrogen ved atmosfærisk trykk, så kan man selvfølgelig også anvende andre nitrogen-kilder enn den rene diatomiske gass for å fremstille de foreliggende nitrerte sammensatte materialer; nitrogenet kan f.eks. være tilstede som en relativt liten bestanddel i en gassblanding. Man har f.eks. nitrert prøvestykker av Nb - 20 W - 30Ti ved 1Q80°C i 2 timer i både argon - 5 % nitrogen og argon - 2\ % nitrogen med en resulterende nitrogenabsorbsjon på 18 og 20 mg/cm 2henholdsvis, sammenlignet med 18 mg/cm p for samme type materiale når dette ble behandlet i 100 % nitrogen. I alle tilfeller fikk man fremstilt et brukbart skjære-verktøy . Although a reaction between various alloyed compositions and molecular nitrogen at atmospheric pressure has been described so far, it is of course also possible to use other nitrogen sources than the pure diatomic gas to produce the present nitrided composite materials; the nitrogen can e.g. be present as a relatively small component in a gas mixture. One has e.g. nitrided specimens of Nb - 20 W - 30Ti at 1Q80°C for 2 hours in both argon - 5% nitrogen and argon - 2\% nitrogen with a resulting nitrogen absorption of 18 and 20 mg/cm 2 respectively, compared to 18 mg/cm p for the same type of material when this was treated in 100% nitrogen. In all cases, a usable cutting tool was produced.
Man kan videre anvende varmebehandlingsvariable for å endre nitreringsreaksjonskinetikken og for å modifisere reaksjonsproduktet. Man har funnet at ved å anvende visse oppvarmings- og avkjølings-hastigheter, flere varmebehandlinger i nitrogen og etterbehandlinger, kan det frembringes visse forbedringer i foreliggende materialer. Heat treatment variables can also be used to change the nitration reaction kinetics and to modify the reaction product. It has been found that by using certain heating and cooling rates, several heat treatments in nitrogen and finishing treatments, certain improvements can be made in the present materials.
Når f.eks. Nb-20W-30Ti ble nitrert ved 2385°C i 2 timer og deretter glødet i argon i 1 time, så fikk man en viss forbedring med hensyn til avskallingsresistens ved prøving ved 30.5 m/min. (ved overflaten). When e.g. Nb-20W-30Ti was nitrided at 2385°C for 2 hours and then annealed in argon for 1 hour, then some improvement was obtained in terms of peeling resistance when tested at 30.5 m/min. (at the surface).
På grunn av de relativt vide variasjoner med hensyn til legeringssammensetningene, dog innen visse grenser slik disse er angitt i det etterfølgende, så kan det være nødvendig med nitrering ved forskjellige temperaturer og tidsrom for å utvikle høykvalitetsmate-rialer ifølge foreliggende oppfinnelse. Vanligvis vil mikrohardhet, metallurgi, hardhet og vektøkning være data som kan brukes for å velge brukbare nitreringsbehandlinger. Due to the relatively wide variations with respect to the alloy compositions, however within certain limits as these are indicated in the following, nitriding at different temperatures and time periods may be necessary to develop high-quality materials according to the present invention. Typically, microhardness, metallurgy, hardness and weight gain will be data that can be used to select usable nitriding treatments.
For å fremstille brukbare, nitrerte sammensatte materialer To produce usable nitrided composite materials
i foreliggende legeringssystemer, har man videre funnet at nitrogen-absorbsjonen må være minst 1 mg/cm 2 overflateareal, skjønt høyere mengder er foretrukket, overflatemikrohardheten bør være mer enn 100 diamantpyramidetall (DPN), og reaksjonsdybden til hvilken en slik hardhet er utviklet, bør være minst 0.012 mm. in present alloy systems, it has further been found that the nitrogen absorption must be at least 1 mg/cm 2 surface area, although higher amounts are preferred, the surface microhardness should be greater than 100 diamond pyramid number (DPN), and the reaction depth to which such hardness is developed should be at least 0.012 mm.
Et annet viktig trekk for å få en full forståelse av foreliggende oppfinnelse, angår den relative nitrerbarhet for de forskjellige metalliske bestanddeler i legeringssystemene. Med en anvendelse av foreliggende oppfinnelse må man ta disse forhold i be-traktning. Med hensyn til nitridreaksjonen kan metaller som molybden og wolfram sies å være relativt inerte, niob, tantal eller vanadium lar seg lett nitrere, mens titan er mest reaktivt med nitrogen. Ved nitrering finner man en viss fordeling av nitrogenet alt avhengig av substratets reaktivitet. På grunn av dette, og dette kan også påvises ved de eksperimentelle resultater, bør titanmengden begrenses i forhold til de andre bestanddelene. Hvis molybden og wolframinnholdet økes, så vil nitreringsreaksjonen vanligvis avta proporsjonalt. Another important feature for a full understanding of the present invention concerns the relative nitrability of the various metallic constituents in the alloy systems. With an application of the present invention, one must take these conditions into account. With regard to the nitride reaction, metals such as molybdenum and tungsten can be said to be relatively inert, niobium, tantalum or vanadium can easily be nitrided, while titanium is most reactive with nitrogen. During nitration, a certain distribution of the nitrogen is found, all depending on the reactivity of the substrate. Because of this, and this can also be demonstrated by the experimental results, the amount of titanium should be limited in relation to the other components. If the molybdenum and tungsten content is increased, then the nitriding reaction will usually decrease proportionally.
Når man således betrakter foreliggende oppfinnelse og de eksperimentelle resultater som er angitt her, så er det nødvendig å forstå at den anvendte nitreringstemperatur og tid står i forhold til det materiale som behandles. Foreliggende beskrivelse gir betydelige data med hensyn til disse variable, men det skal bemerkes at man må ta hensyn til de generelle prinsipper ifølge foreliggende oppfinnelse når man skal nitrere materialer som faller innenfor oppfinnelsen, men som ikke er vist som et eksempel her. When one thus considers the present invention and the experimental results indicated here, it is necessary to understand that the used nitriding temperature and time are in relation to the material being treated. The present description provides significant data with regard to these variables, but it should be noted that one must take into account the general principles according to the present invention when nitriding materials that fall within the scope of the invention, but which are not shown as an example here.
Et annet viktig trekk å ta hensyn til, er at det i foreliggende legeringssystemer kan være tilstede relativt store mengder niob, tantal og/eller vanadium, og noe mindre mengder titan, samt wolfram og/eller molybden, samtidig som man beholder materialets høye kvalitet. Dette er kommersielt viktig fordi mange slike legeringer lett kan la seg kaldbehandle til forønsket form og deretter nitreres. Another important feature to take into account is that relatively large amounts of niobium, tantalum and/or vanadium, and somewhat smaller amounts of titanium, as well as tungsten and/or molybdenum, can be present in the present alloy systems, while maintaining the high quality of the material. This is commercially important because many such alloys can easily be cold worked to the desired shape and then nitrided.
Det er videre et viktig trekk ved foreliggende oppfinnelse at den opprinnelige form på prøvestykket beholdes under høytemperatur-nitreringen. Ved foreliggende behandling kan man vanligvis observere en dimensjonal vekst på mindre enn 1 %, og for mange materialer er veksten betydelig mindre, foruten at man i en rekke materialer har observert en viss krymping. Ved nitreringen kan man således kun ta hensyn til nitreringsbetingelsene for å oppnå de forønskede egenskaper, uten å ta hensyn til mulige sidereaksjoner. It is also an important feature of the present invention that the original shape of the test piece is retained during the high-temperature nitriding. With the present treatment, a dimensional growth of less than 1% can usually be observed, and for many materials the growth is considerably less, besides the fact that in a number of materials some shrinkage has been observed. During the nitration, one can thus only take into account the nitration conditions in order to achieve the desired properties, without taking into account possible side reactions.
Mange av de foreliggende materialer kan nitreres slik at det dannes en sammensatt struktur gjennom hele materialet med god seighet. Reaksjonen kan imidlertid vanligvis begrenses til det ytre område uten at man får en større herdning av kjernen i substratet. Den minimale reaksjonsdybde er avhengig av det etterfølgende anvendelses-område, men man har kunnet påvise at den reaksjonsmengde som er nød-vendig for harde anvendelser som f.eks. den forannevnte skjæreprøve, er relativt liten. Many of the available materials can be nitrided so that a composite structure is formed throughout the material with good toughness. However, the reaction can usually be limited to the outer area without a greater hardening of the core in the substrate. The minimum reaction depth depends on the subsequent application area, but it has been possible to demonstrate that the amount of reaction that is necessary for harsh applications such as e.g. the aforementioned shear test is relatively small.
Tykkelsen på legeringslegemet vil også påvirke nitrerings-kinetikken og den mengde nitrogen som må absorberes, for å utvikle tilstrekkelig hardhet til at materialet kan anvendes for abrasjonsresistente formål og metallskjæring. Ettersom legeringen blir tynn-ere, kan effektiv herding utføres ved lavere nitreringstemperatur og kortere tid. Dette forhold gjelder enten materialet er et frittstå-ende legeme eller et belegg på et annet substrat. The thickness of the alloy body will also affect the nitriding kinetics and the amount of nitrogen that must be absorbed in order to develop sufficient hardness for the material to be used for abrasion-resistant purposes and metal cutting. As the alloy becomes thinner, effective hardening can be carried out at a lower nitriding temperature and for a shorter time. This relationship applies whether the material is a free-standing body or a coating on another substrate.
Som et eksempel på denne effekt må legeringen Nb-30Ti-20W nitreres ved 1Q80°C i 2 timer for å utvikle en overflatehardhet på 1175 DPN til en dybde på 0.025 mm når stykkets tykkelse er 0.32 cm. Hvis tykkelsen er 0.015 cm, kan samme hardhet oppnås til en dybde på "^0.025 mm ved en nitrering ved 1760°C i 1 1/4 time. Nitrogenopptaket av disse 0.32 og 0.015 cm tykke prøver var 18 og 5.6 mg/cm henholds- As an example of this effect, the alloy Nb-30Ti-20W must be nitrided at 1Q80°C for 2 hours to develop a surface hardness of 1175 DPN to a depth of 0.025 mm when the thickness of the piece is 0.32 cm. If the thickness is 0.015 cm, the same hardness can be obtained to a depth of "^0.025 mm by a nitriding at 1760°C for 1 1/4 hours. The nitrogen uptake of these 0.32 and 0.015 cm thick samples was 18 and 5.6 mg/cm respectively
vis. show.
Den mengde nitrogenabsorbsjon som er nødvendig for å oppnå høy kvalitet, er meget sterkt avhengig av legeringssammensetningen såvel som av prøvestykkets tykkelse. Alle de etterfølgende legeringer og behandlinger resulterte f.eks. i utmerkede skjærekvaliteter når stykkene var 1 x 1 x 0.3 cm. The amount of nitrogen absorption that is necessary to achieve high quality is very strongly dependent on the alloy composition as well as on the thickness of the test piece. All subsequent alloys and treatments resulted in e.g. in excellent cutting qualities when the pieces were 1 x 1 x 0.3 cm.
Hvis legeringer som krever mindre nitrogenabsorbsjon anvendes som tynne stykker, så vil selvfølgelig den nødvendige nitro-genabsorbs j on bli tilsvarende redusert, noe som kan vises for legeringen Nb-20W-30Ti. If alloys that require less nitrogen absorption are used as thin pieces, then of course the required nitrogen absorption will be correspondingly reduced, which can be shown for the alloy Nb-20W-30Ti.
På de vedlagte ternære fasediagrammer har man anvendt ut-trykkene "foretrukket", "tilfredsstillende", og "mislykket". The terms "preferred", "satisfactory" and "failed" have been used on the attached ternary phase diagrams.
Med uttrykket "foretrukket", som på diagrammene er angitt med utfylte svarte sirkler, forståes prøvestykker som skjærer både ved 228.8 og 30.5 m/min. SFM med liten slitasje. By the term "preferred", as indicated on the diagrams by filled black circles, is meant specimens cutting at both 228.8 and 30.5 m/min. SFM with little wear.
Med uttrykket "tilfredsstillende", som angis ved halvt svarte og halvt hvite sirkler på diagrammene, forståes prøvestykker som skjærer ved begge hastigheter, men at man får høyere slitasje ved en av hastighetene. I de fleste tilfeller vil denne høyere slitasje kunne bemerkes ved 30.5 m/min. og forårsakes av mikroskopisk skall-og skårdannelse. The term "satisfactory", which is indicated by half black and half white circles on the diagrams, means test pieces that cut at both speeds, but that you get higher wear at one of the speeds. In most cases, this higher wear will be noticeable at 30.5 m/min. and is caused by microscopic shell and chip formation.
Med uttrykket "mislykket", som på diagrammene er angitt med X, forståes at prøvestykket svikter på grunn av høy slitasje enten ved 228.8 m/min. eller 30.5 m/min. eller begge steder. Disse materialer inngår ikke i foreliggende oppfinnelse. By the expression "failed", which is indicated on the diagrams by X, it is understood that the test piece fails due to high wear either at 228.8 m/min. or 30.5 m/min. or both places. These materials are not part of the present invention.
I det etterfølgende vil man beskrive noen av de spesifikke legeringssystemer som går inn i foreliggende oppfinnelse. In what follows, some of the specific alloy systems that form part of the present invention will be described.
Niob- wolfram- titan- systemet The niobium-tungsten-titanium system
En rekke ternære legeringer i systemet Nb-W-Ti ble reagert med nitrogen ved forhøyede temperaturer. Behandlingsbetingelsene og skjæreprøveresultatene er angitt i tabell I, mens skjæreprøveresul-tatene også er grafisk vist på fig. 1. A number of ternary alloys in the system Nb-W-Ti were reacted with nitrogen at elevated temperatures. The treatment conditions and the cutting test results are indicated in Table I, while the cutting test results are also shown graphically in fig. 1.
Sammensetninger som faller innenfor det polygon som dannes Compositions that fall within the polygon that is formed
av linjene ABCDEFogApå fig. 1, dekker alle de niob.-wolfram-titan-nitrerte materialer som passerte ovennevnte prøvekriteria, dvs. tilfredsstillende skjæring ved både 228.8 og 30.5 m/min., samt de foretrukne materialer som passerte disse prøver med meget liten slitasje. of the lines ABCDE and A on fig. 1, covers all the niob.-tungsten-titanium-nitrided materials that passed the above test criteria, i.e. satisfactory cutting at both 228.8 and 30.5 m/min., as well as the preferred materials that passed these tests with very little wear.
Fra fig. 1 kan man se at i et slikt nitrert ternært system, så kan man anvende følgende variasjonsområder: From fig. 1, one can see that in such a nitrated ternary system, the following ranges of variation can be used:
Fra 10 til 85 % niob From 10 to 85% niobium
fra 1 til 45 % titan from 1 to 45% titanium
og fra 2 til 80 % wolfram, and from 2 to 80% tungsten,
hvor forholdet niob til titan er større enn 1 : 1. where the ratio of niobium to titanium is greater than 1:1.
Innenfor dette relativt brede område for anvendbare materialer finner man at følgende sammensetninger er spesielt brukbare som skjæreverktøymaterialer, når de underkastes passende nitreringsbehandling: Within this relatively wide range of applicable materials, the following compositions are found to be particularly useful as cutting tool materials, when subjected to suitable nitriding treatment:
Fra 24 til 75 % niob From 24 to 75% niobium
fra 3 til J>6 % titan from 3 to J>6% titanium
fra 10 til 60 % wolfram from 10 to 60% tungsten
hvor forholdet niob til titan er større enn 1.5 "• 1. where the ratio of niobium to titanium is greater than 1.5 "• 1.
Et slikt foretrukket område for Nb-10W-legeringer for skjære-verktøy er illustrert med det indre polygon som dannes av linjene H I J K L og H på fig. 1, og det skal bemerkes at innen dette indre polygon er alle nitrerte materialer foretrukket med hensyn til de 30.5 og 228.8 m/min. kriteria som er angitt her, når de nitreres på Such a preferred region for Nb-10W alloys for cutting tools is illustrated by the inner polygon formed by lines H I J K L and H in FIG. 1, and it should be noted that within this inner polygon all nitrided materials are preferred with regard to the 30.5 and 228.8 m/min. criteria stated here, when they are nitrated on
en passende måte. an appropriate way.
Legeringen Nb-31W-15Ti representerer en av de foretrukne ternære sammensetninger som kan nitreres for å utvikle en type brukbart sammensatt materiale ifølge foreliggende oppfinnelse. Når denne legering nitreres ved 19 80°C i 4 timer, så får man utviklet en multifasestruktur, dvs. en struktur bestående av to eller flere faser, og hvor disse faser vanligvis har forskjellige nitrogeninnhold såvel som metallisk innhold, og som lar seg skjelne når de observers i tverr-snitt under et mikroskop ved anvendelse av vanlig metallurgisk teknikk. Ettersom de ureagerte legeringer vanligvis er i en enkel fase, så kan den nitrerte multifasestruktur lett observeres. Naturligvis kan det også skje en viss herdning under'den observerte reaksjons-sone. For nevnte Nb-31W-15Ti-legering, var reaksjonssonen 0.75 mm dyp. The alloy Nb-31W-15Ti represents one of the preferred ternary compositions which can be nitrided to develop a type of usable composite material according to the present invention. When this alloy is nitrided at 19 80°C for 4 hours, a multiphase structure is developed, i.e. a structure consisting of two or more phases, and where these phases usually have different nitrogen contents as well as metallic contents, and which can be distinguished when they are observed in cross-section under a microscope using standard metallurgical techniques. As the unreacted alloys are usually in a single phase, the nitrided multiphase structure can be easily observed. Naturally, some hardening can also occur under the observed reaction zone. For said Nb-31W-15Ti alloy, the reaction zone was 0.75 mm deep.
Det skal for å unngå misforståelser bemerkes at med begrepet "fase", slik dette brukes her, forståes en fysisk homogen og distinkt del av et materialsystem, og at med begrepet "multifase" forståes to eller flere slike faser. To avoid misunderstandings, it should be noted that the term "phase", as used here, means a physically homogeneous and distinct part of a material system, and that the term "multiphase" means two or more such phases.
Etter en slik behandling hadde Nb-31W-15Ti-legeringen høy overflatehardhet som gikk ned til en rimelig dybde. After such treatment, the Nb-31W-15Ti alloy had a high surface hardness that decreased to a reasonable depth.
Skjæreverktøy fremstilt fra Nb-31W-15Ti og behandlet som angitt ovenfor, ga følgende skjæreresultater på 4340 stålprøvestykke ved 228.8 m/min.: Cutting tools made from Nb-31W-15Ti and treated as indicated above gave the following cutting results on a 4340 steel specimen at 228.8 m/min.:
Dette er naturligvis meget gode resultater ved denne prøve-betingelse. Ett av de beste sintrede wolframkarbider (C6) ble totalt nedslitt og uegnet for videre skjæring etter å ha fjernet ovennevnte materialmengde ved denne hastighet. These are naturally very good results under this test condition. One of the best sintered tungsten carbides (C6) was completely worn down and unsuitable for further cutting after removing the above amount of material at this rate.
Skjæreprøve ble også utført ved 30.5 m/min. Etter å ha fjernet 33 cm^ av materialet, hadde verktøyet bare en slitasje på 0.012 cm, og det var ingen tegn på skall eller skårdannelse. A shear test was also carried out at 30.5 m/min. After removing 33 cm^ of material, the tool had only 0.012 cm of wear, and there was no evidence of peeling or chipping.
Hvis legeringssammensetningen blir modifisert ved å erstatte noe av wolframet med niob, samtidig som man holder titaninnholdet på 15 %, så fant man at man på lignende måte fikk fremstilt tilfredsstillende materialer ved en etterfølgende nitrering. Således viste en legering med en sammensetning på Nb-56W-15Ti, når den ble nitrert i fire timer ved 1980°C, utmerkede skjæreegenskaper ved både 228.8 og 30.5 m/min. Titaninnholdet i den nitrerte legering kan økes til en viss grad samtidig som man får fremstilt tilfredsstillende materialer. Som vist i tabell I kan f.eks. legeringer med sammenset-ningene Nb-40W-20Ti og Nb-20W-30Ti nitreres for derved å få fremstilt brukbart verktøymateriale. If the alloy composition is modified by replacing some of the tungsten with niobium, while keeping the titanium content at 15%, it was found that satisfactory materials were similarly produced by subsequent nitriding. Thus, an alloy with a composition of Nb-56W-15Ti, when nitrided for four hours at 1980°C, showed excellent cutting properties at both 228.8 and 30.5 m/min. The titanium content in the nitrided alloy can be increased to a certain extent while still producing satisfactory materials. As shown in table I, e.g. alloys with the compositions Nb-40W-20Ti and Nb-20W-30Ti are nitrided in order to produce usable tool material.
Man har funnet at når legeringen Nb-20W-30Ti blir nitrert, så kan høy kvalitet med hensyn til skjæreegenskaper oppnås når tilstrekkelig vektøkning og reaksjonsdybde er oppnådd. Kinetiske data for et prøvestykke på 1 x 1 x 0.3 cm for denne legering ble nitrert ved en rekke forskjellige temperaturer på følgende måte: It has been found that when the alloy Nb-20W-30Ti is nitrided, high quality in terms of cutting properties can be achieved when sufficient weight gain and depth of reaction are achieved. Kinetic data for a 1 x 1 x 0.3 cm sample of this alloy was nitrided at a number of different temperatures as follows:
* Som definert i "Metals Handbook" 8. utg. vol. 1, (1961), side 660. * As defined in "Metals Handbook" 8th ed. Vol. 1, (1961), page 660.
Når reaksjonen skjer ved 1870°C, vil det fremstilte verktøy ikke skjære stålet tilfredsstillende verken ved høye eller lave hastigheter. Når legeringen blir reagert ved 1980°C i 2 timer, vil imidlertid legeringen lett skjære stål ved 228.8 ra/min. med en ensartet slitasje på 0.010 cm etter å ha fjernet 33 cm og skjæringen ved 30.5 m/min. var også bedre enn tidligere. Når legeringen blir reagert i 2 timer ved temperaturer betydelig over 1980°C, var det liten slitasje ved 228.8 m/min, men det var en utpreget tendens til skall og skår-dannelse, spesielt langs skjæreeggen. Denne sprøhet ble meget påtage-lig ved lave hastigheter. Når sammensetningen ble nitrert ved 1980°C eller 2045°C ble det sterk skall- og skår-dannelse og verktøyet sviktet raskt ved lave hastigheter. When the reaction takes place at 1870°C, the manufactured tool will not cut the steel satisfactorily either at high or low speeds. However, when the alloy is reacted at 1980°C for 2 hours, the alloy will easily cut steel at 228.8 ra/min. with a uniform wear of 0.010 cm after removing 33 cm and cutting at 30.5 m/min. was also better than before. When the alloy is reacted for 2 hours at temperatures significantly above 1980°C, there was little wear at 228.8 m/min, but there was a marked tendency to peel and chip formation, especially along the cutting edge. This brittleness became very noticeable at low speeds. When the composition was nitrided at 1980°C or 2045°C, there was strong shell and chip formation and the tool failed quickly at low speeds.
Denne legerings oppførsel er således meget følsom overfor nitreringsmengden, men sammensetningen kan lett behandles slik at den skjærer på en tilfredsstillende måte. The behavior of this alloy is thus very sensitive to the amount of nitriding, but the composition can be easily processed so that it cuts satisfactorily.
For høyere wolframholdige materialer har man funnet at det For higher tungsten-containing materials, it has been found that
er meget større variasjonsbredde med hensyn til nitreringsbetingelsene, temperatur og tid, uten at man fraviker de høye kvaliteter. Dette trekk er meget viktig, ikke bare med hensyn til selve prosesskontrol-len, men fordi foreliggende materialer kan anvendes for en rekke forskjellige typer metallkuttingsoperasjoner og for andre formål som krever høy slitasje- og abrasjonsresistens. For sammensetningen Nb-20W-30Ti har det vist seg at hvis wolframinnholdet senkes, dvs-, under et visst nivå, eller titannivået økes, så vil det resulterende nitrerte materiale bli progressivt verre. is a much greater range of variation with regard to the nitriding conditions, temperature and time, without deviating from the high qualities. This feature is very important, not only with regard to process control itself, but because the present materials can be used for a number of different types of metal cutting operations and for other purposes that require high wear and abrasion resistance. For the composition Nb-20W-30Ti, it has been found that if the tungsten content is lowered, ie below a certain level, or the titanium level is increased, then the resulting nitrided material will become progressively worse.
Når f.eks. sammensetningen Nb-50Ti-20W nitreres enten ved 1870° eller 1980°C, så vil de ikke skjære prøvestålet verken ved høye eller lave hastigheter. Dette resultat er ventet, ettersom det er mer titan enn niob i denne legering. When e.g. the composition Nb-50Ti-20W is nitrided either at 1870° or 1980°C, then they will not cut the test steel either at high or low speeds. This result is expected, as there is more titanium than niobium in this alloy.
Når sammensetningen Nb-29Ti-lW nitreres ved 1980°C i 1 time, så skjærer den tilfredsstillende ved 228.8 m/min., men svikter på grunn av skalldannelse når den prøves ved 30.5 m/min. Det må minst være 2 % wolfram tilstede. When the composition Nb-29Ti-1W is nitrided at 1980°C for 1 hour, it cuts satisfactorily at 228.8 m/min., but fails due to shell formation when tested at 30.5 m/min. At least 2% tungsten must be present.
Mens det er nødvendig med en viss minimal nitrering for å While some minimal nitration is required to
oppnå en brukbar kombinasjon av egenskaper i legeringen Nb-40W-20Ti, så finner man at denne legering kan nitreres meget hardt uten at det fremstilte materiale mister sin evne til effektiv skjæring både ved lave og høye hastigheter. Verktøy som ble fremstilt ved nitrering både ved 1980 og 2l40°C viste utmerkede skjærende egenskaper og lav slitasje ved 228.8 m/min., og det var ingen lokalisert svikt eller sprøhet ved. 30.5 m/min.. Følgende data ble oppnådd for et slikt Nb-40W-20Ti-materiale: achieve a usable combination of properties in the alloy Nb-40W-20Ti, then one finds that this alloy can be nitrided very hard without the produced material losing its ability to cut efficiently both at low and high speeds. Tools produced by nitriding at both 1980 and 2140°C showed excellent cutting properties and low wear at 228.8 m/min, and there was no localized failure or embrittlement. 30.5 m/min. The following data were obtained for such a Nb-40W-20Ti material:
Til tross for at dette materiale har vært utsatt for en betydelig forskjell med hensyn til reaksjonsgrad, så viser materialet i begge tilstander en utmerket skjæreevne. Den betydelige forskjell med hensyn til disse skjæreverktøys egenskaper fremgår ytterligere ved å sammenligne hardheten av de to materialer. Despite the fact that this material has been exposed to a significant difference in terms of degree of reaction, the material in both conditions shows excellent cutting ability. The significant difference in the properties of these cutting tools is further evident by comparing the hardness of the two materials.
Mikrohardhet (DPN, 200 grams belastning) Microhardness (DPN, 200 gram load)
Den legering som i 2 timer ble nitrert ved 1980°C hadde således en moderat hardhet, av lignende type som den man finner i sintret wolframkarbid, og hardheten gikk ned til en dybde på mindre enn The alloy that was nitrided for 2 hours at 1980°C thus had a moderate hardness, of a similar type to that found in sintered tungsten carbide, and the hardness decreased to a depth of less than
0.050 mm fra overflaten. Hvis materialet ble nitrert ved høyere temperatur, så fikk man høyere hardhet til større dybde. Det er viktig at denne vide variasjon med hensyn til hardhet kan tolereres i denne sammensetning samtidig som man opprettholder en høy skjæreevne. 0.050 mm from the surface. If the material was nitrided at a higher temperature, a higher hardness was obtained to a greater depth. It is important that this wide variation in hardness can be tolerated in this composition while maintaining a high cutting ability.
For niobrike materialer er det nødvendig med en minimal mengde både av wolfram og titan for å oppnå et tilfredsstillende nitrert materiale. Legeringen Nb-10W-10Ti kan nitreres for å fremstille sammensatte materialer som er i stand til å skjære effektivt ved 228.8 m/min., men dette materiale viser ikke særlig høy kvalitet ved 30.5 m/min., og på grunn av dette og på grunn av det relativt høye innhold av niob, ansees materialet ikke for å være ett av de foretrukne materialer. For niobium-rich materials, a minimal amount of both tungsten and titanium is required to obtain a satisfactory nitrided material. The alloy Nb-10W-10Ti can be nitrided to produce composite materials capable of cutting efficiently at 228.8 m/min., but this material does not show very high quality at 30.5 m/min., and because of this and at due to the relatively high content of niobium, the material is not considered to be one of the preferred materials.
Når legeringen nB-30W-8Ti nitreres ved 1980°C i 2 timer, så har det høy skjæreevne ved både høye og lave hastigheter. Hvis titaninnholdet reduseres til lavere nivåer, dvs. en legering av typen Nb-38W-2Ti, så synker skjæreevnen både ved 228.8 og 30.5 m/min. When the alloy nB-30W-8Ti is nitrided at 1980°C for 2 hours, it has high cutting ability at both high and low speeds. If the titanium content is reduced to lower levels, i.e. an alloy of the type Nb-38W-2Ti, then the cutting capacity decreases at both 228.8 and 30.5 m/min.
Legeringer som faller innenfor ovennevnte foretrukne sammensetningsområder, kan nitreres for derved å få fremstilt materialer med høy slitasjeresistens, og i skjæreverktøy materialer som er meget resistente overfor kraterdannelse. En slik kraterdannelse kan føre til rask svikt når verktøyet prøves under meget harde betingelser, Alloys that fall within the above-mentioned preferred composition ranges can be nitrided to thereby produce materials with high wear resistance, and in cutting tools materials that are highly resistant to crater formation. Such crater formation can lead to rapid failure when the tool is tested under very harsh conditions,
dvs. ved høye hastigheter og belastninger. Kraterresistensen i foreliggende materialer kan oppnås ved en forsiktig legeringssammensetning og ved større nitrering for derved å fremstille overflatelag med større styrke. i.e. at high speeds and loads. The crater resistance in the present materials can be achieved by a careful alloy composition and by greater nitriding in order to thereby produce a surface layer with greater strength.
Ved en nitrering av materialer i dette Nb-W-Ti-system, har man funnet at en nitrering ved 1980°C i 2 timer for de foretrukne materialer og de med høyere wolframinnhold, gir utmerket skjæreverktøy. For niobrikere legeringer, eller de med relativt lavt wolframinnhold, kreves vanligvis lavere nitreringstemperatur og/eller kortere tid. In a nitriding of materials in this Nb-W-Ti system, it has been found that a nitriding at 1980°C for 2 hours for the preferred materials and those with a higher tungsten content gives excellent cutting tools. For niobric alloys, or those with a relatively low tungsten content, a lower nitriding temperature and/or shorter time is usually required.
Niob- mo ly bden- tl tan- sy steinet Niob- mo ly bden- tl tan- sy the stone
Systemet Nb-Mo-Ti kan etter en nitrering slik det er beskrevet her fullt la seg sammenligne med systemet Nb-W-Ti med den prinsipielle forskjell at i førstnevnte system er niob-variasjonsområdet betydelig mindre (20 - 85 % sammenlignet med fra 18 - 85 %), The Nb-Mo-Ti system can, after a nitriding as described here, be fully compared to the Nb-W-Ti system with the fundamental difference that in the former system the niobium variation range is significantly smaller (20 - 85% compared to from 18 - 85%),
og at den maksimalt anvendbare mengde av molybden er noe mindre enn det for wolfram (60 % Mo i forhold til 80 % W). Bortsett fra disse sammensetningsforskjeller er de to legeringssystemer for foreliggende formål, i alt vesentlig de samme, noe som gjelder alle systemer som er beskrevet her, og de resulterende egenskaper er fullt ut tilfredsstillende når det gjelder de prøvekriteria som er anvendt her. Innen visse sammensetningsgrenser er wolfram og molybdeninnholdet erstatt-bare for hverandre, eller begge nevnte metaller kan innbefattes i samme basislegering. Forskjellige eksempler på dette legeringssystem med nitreringstemperaturer og tidsrom er angitt i tabell I, mens skjære-prøve-resultatene er grafisk vist på fig. 2. and that the maximum usable amount of molybdenum is somewhat less than that of tungsten (60% Mo in relation to 80% W). Apart from these compositional differences, the two alloy systems are, for the present purposes, essentially the same, which applies to all systems described herein, and the resulting properties are fully satisfactory in terms of the test criteria used herein. Within certain composition limits, the tungsten and molybdenum content are interchangeable, or both mentioned metals can be included in the same base alloy. Various examples of this alloy system with nitriding temperatures and times are given in Table I, while the cutting test results are graphically shown in Fig. 2.
Sammensetninger som faller innenfor grensene for det polygon som dannes av linjene ABCDEFogApå fig. 2 dekker alle niob-molybden-titan-nitrerte materialer som passerer ovennevnte prøvekri-teria, dvs. tilfredsstillende skjæring ved både 228.8 og 30.5 m/min., foruten at de foretrukne materialer passerer disse prøver med meget liten slitasje. Compositions that fall within the boundaries of the polygon formed by the lines ABCDEF and A in fig. 2 covers all niobium-molybdenum-titanium-nitrided materials that pass the above test criteria, i.e. satisfactory cutting at both 228.8 and 30.5 m/min., except that the preferred materials pass these tests with very little wear.
Fra fig. 2 kan man se at i et slikt nitrert ternært system, kan man anvende følgende sammensetningsområder: From fig. 2 it can be seen that in such a nitrated ternary system, the following composition ranges can be used:
fra 20 til 85 % niob from 20 to 85% niobium
fra 1 til 45 % titan og from 1 to 45% titanium and
fra 2 til 60 % molybden, from 2 to 60% molybdenum,
hvor forholdet niob til titan er større enn 1:1, where the ratio of niobium to titanium is greater than 1:1,
Innen dette relativt brede variasjonsområde finner man at følgende sammensetninger er foretrukket som skjærematerialer ved 30.5 og 228.8 m/min., når de nitreres som beskrevet her: Within this relatively wide range of variation, it is found that the following compositions are preferred as cutting materials at 30.5 and 228.8 m/min., when they are nitrided as described here:
fra 25 til 75 % niob from 25 to 75% niobium
fra 4 til 35 % titan og from 4 to 35% titanium and
fra 8 til 60 % molybden from 8 to 60% molybdenum
hvor forholdet niob til titan er større enn 1.6 : 1. where the ratio of niobium to titanium is greater than 1.6 : 1.
Et slikt foretrukket område for Nb-Ti-Mo-legeringer for skjæreverktøy, er illustrert ved det polygon som på fig..2 avgrenses av linjene H I J K L og H, og det skal bemerkes at innen dette polygon er alle nitrerte materialer foretrukket med hensyn til de kriterier som ble angitt ovenfor, dvs. utmerket skjæring både ved 30.5 og 228.8 m/min., når de blir nitrert som beskrevet her. Such a preferred area for Nb-Ti-Mo alloys for cutting tools is illustrated by the polygon bounded in fig..2 by the lines H I J K L and H, and it should be noted that within this polygon all nitrided materials are preferred with regard to the criteria stated above, i.e. excellent cutting at both 30.5 and 228.8 m/min., when nitrided as described herein.
Innen dette sammensetningsområde skal det bemerkes om en undersøkelse man startet med legeringen Nb-20Mo-30Ti som ble nitrert ved 1980°C i 2 timer, hvorved det dannet seg et multifaset nitrert sammensatt stoff, og man kunne fastslå at når materialet ble anvendt som et verktøy for skjæring i prøvestål, så passerte det begge de forannevnte 30.5 og 228.8 m/min. kriteria. Deretter fremstilte og nitrerte man to legeringer med nesten samme niob til titanforhold som Nb-20Mo-30Ti, nemlig: Within this composition range, it should be noted that an investigation started with the alloy Nb-20Mo-30Ti which was nitrided at 1980°C for 2 hours, whereby a multiphase nitrided composite was formed, and it could be determined that when the material was used as a tool for cutting in test steel, it passed both the aforementioned 30.5 and 228.8 m/min. criteria. Two alloys with almost the same niobium to titanium ratio as Nb-20Mo-30Ti were then produced and nitrided, namely:
58Nb-7Mo-35Ti, 1980°C i 2 timer 58Nb-7Mo-35Ti, 1980°C for 2 hours
60Nb-OMo-40Ti, 1980°C i 2 timer. 60Nb-OMo-40Ti, 1980°C for 2 hours.
Man fant at når molybdeninnholdet sank til 7 %, så beholdt materialet sin høye skjæreevne ved 228.8 m/min., skjønt man kunne observere mindre skårdannelse. En slik skår- og skalldannelse ble mer evident ved 30.5 m/min., noe som indikerer at materialets seighet var blitt redusert, skjønt materialet dog var tilfredsstillende når det ble sammenlignet med legeringen Nb-20Mo-30Ti, som var nitrert i samme tidsintervall og ved samme temperatur. I denne annen legering som ikke inneholdt noe molybden, fant man at legeringen ikke ville skjære effektivt ved noen hastighet. Ytterligere eksempler på nitrerte binære niob-titan-legeringer som var mislykket med hensyn til skjæring, er angitt i tabell I. Slike legeringer varierer fra rent niob til niob - 80 % titan som ble nitrert i 2 timer ved temperaturer varierende fra 1760° til 2090°C. Det skulle fra disse data være innlysende at et nærvær av molybden og/eller wolfram er kritisk hvis man ønsker å fremstille nitrerte legeringer som inneholder som andre prinsipielle bestanddeler niob og titan. It was found that when the molybdenum content decreased to 7%, the material retained its high cutting capacity at 228.8 m/min., although less chipping could be observed. Such chipping and shelling became more evident at 30.5 m/min., which indicates that the material's toughness had been reduced, although the material was satisfactory when compared to the alloy Nb-20Mo-30Ti, which was nitrided in the same time interval and at the same temperature. In this other alloy containing no molybdenum, it was found that the alloy would not cut effectively at any speed. Additional examples of nitrided binary niobium-titanium alloys that failed with respect to cutting are listed in Table I. Such alloys range from pure niobium to niobium-80% titanium which was nitrided for 2 hours at temperatures ranging from 1760° to 2090 °C. It should be obvious from this data that the presence of molybdenum and/or tungsten is critical if one wishes to produce nitrided alloys that contain niobium and titanium as other principal constituents.
Resultatene viser videre at den nødvendige bruk av molybden og/eller wolfram i Nb-Ti-systemet, påvirker mikrohardhetsvariasjonen i de sammensatte materialer. Som nevnt tidligere, er ett av de viktige trekk ved foreliggende materialer at de kombinerer høy effektiv overflatehardhet med en tilfredsstillende gradering av denne hardhet inn i legemet. The results further show that the necessary use of molybdenum and/or tungsten in the Nb-Ti system affects the microhardness variation in the composite materials. As mentioned earlier, one of the important features of the present materials is that they combine high effective surface hardness with a satisfactory gradation of this hardness into the body.
Det skal i denne forbindelse henvises til fig. 8 som viser In this connection, reference should be made to fig. 8 which shows
et diagram for mikrohardhetsvariasjonen i et par nitrerte materialer i systemet Nb-Mo-Ti som ble nitrert ved 1980°C i 2 timer. Fra dette diagram kan man se at det mest brukbare materiale av de tre illu-strerte, nemlig Nb-20Mo-30Ti, har høy overflatehardhet (høyere enn 1500 DPN), som avtar kontinuerlig inn i substratet. Legeringen Nb-7Mo-35Ti illustrerer på lignende måte høy overflatehardhet, og legeringen har en tilsvarende sammenlignbar kurve som indikerer at hardheten avtar innover. Når man anvender den binære legering 60Nb-40Ti, så fremgår det at det er meget lav hardhet under det ytre lag på 0.025 mm. Skjønt dette ytre lag har meget høy hardhet og det er en abrupt dis-kontinuitet, så kunne hardheten på det ytre lag ikke måles på grunn av lagets sprøhet. a diagram of the microhardness variation in a pair of nitrided materials in the system Nb-Mo-Ti that were nitrided at 1980°C for 2 hours. From this diagram it can be seen that the most usable material of the three illustrated, namely Nb-20Mo-30Ti, has a high surface hardness (higher than 1500 DPN), which decreases continuously into the substrate. The alloy Nb-7Mo-35Ti similarly illustrates high surface hardness, and the alloy has a similarly comparable curve indicating that the hardness decreases inwards. When using the binary alloy 60Nb-40Ti, it appears that there is very low hardness under the outer layer of 0.025 mm. Although this outer layer has very high hardness and there is an abrupt discontinuity, the hardness of the outer layer could not be measured due to the brittleness of the layer.
I legeringssystemet Nb-Mo-Ti kan det bemerkes at spesielt gode skjæreprøveresultater ble oppnådd med følgende nitrerte materialer: In the Nb-Mo-Ti alloy system, it can be noted that particularly good cutting test results were obtained with the following nitrided materials:
60Nb-10Mo-30Ti, 1980°C i 2 timer 60Nb-10Mo-30Ti, 1980°C for 2 hours
60Nb-20Mo-20Ti, 1980°C i 2 timer 60Nb-20Mo-20Ti, 1980°C for 2 hours
60Nb-30Mo-10Ti, 1980°C i 2 timer 60Nb-30Mo-10Ti, 1980°C for 2 hours
70Nb-20Mo-10Ti, 1980°C i 2 timer 70Nb-20Mo-10Ti, 1980°C for 2 hours
70Nb-10Mo-20Ti, 1980°C i 2 timer 70Nb-10Mo-20Ti, 1980°C for 2 hours
50Nb-20Mo-30Ti, 1980°C i 2 timer 50Nb-20Mo-30Ti, 1980°C for 2 hours
40Nb-50Mo-10Ti, 1980°C i 2 timer. 40Nb-50Mo-10Ti, 1980°C for 2 hours.
Når man således nitrerer legeringer i dette Nb-Mo-Ti-system, har man funnet at en nitrering ved 1980°C i 2 timer for de foretrukne materialer, gir utmerket skjæreverktøy. For niobrikere legeringer, eller de med relativt lavt molybdeninnhold, så kan man vanligvis anvende lavere nitreringstemperatur og/eller kortere tidsrom. Thus, when nitriding alloys in this Nb-Mo-Ti system, it has been found that nitriding at 1980°C for 2 hours for the preferred materials gives excellent cutting tools. For Niobricher alloys, or those with a relatively low molybdenum content, a lower nitriding temperature and/or a shorter period of time can usually be used.
Tantal- woTfram- titan- systernet Tantalum- woTfram- titanium- systernet
Forskjellige eksempler på dette legeringssystem med nitreringstemperaturer og tidsintervaller er angitt i tabell I, mens de oppnådde skjæreprøveresultater er grafisk vist på fig. J>> Various examples of this alloy system with nitriding temperatures and time intervals are given in Table I, while the cutting test results obtained are graphically shown in fig. J>>
Som i tidligere nevnte legeringssystemer, så vil sammensetninger som faller innenfor grensene av det polygon som dannes av linjene ABCDEFogApå fig. 3, dekke alle tantal-wolfram-titan-nitrerte materialer som passerer ovennevnte kriteria, dvs. tilfredsstillende skjæring ved både 30.5 og 228.8 m/min., samt de foretrukne materialer som passerer disse prøver med meget lav slitasje. As in previously mentioned alloy systems, compositions that fall within the boundaries of the polygon formed by the lines ABCDEF and A in fig. 3, cover all tantalum-tungsten-titanium-nitrided materials that pass the above criteria, i.e. satisfactory cutting at both 30.5 and 228.8 m/min., as well as the preferred materials that pass these tests with very low wear.
Fra fig. 3 fremgår det at i et slikt nitrert ternært system, kan følgende sammensetningsområder anvendes: From fig. 3, it appears that in such a nitrated ternary system, the following composition ranges can be used:
fra 10 til 88 % tantal from 10 to 88% tantalum
fra 1 til 35 % titan from 1 to 35% titanium
fra 2 til 80 % wolfram, from 2 to 80% tungsten,
hvor forholdet tantal til titan er større enn 1 : 1, where the ratio of tantalum to titanium is greater than 1:1,
Innen dette relativt vide variasjonsområde, finner man at sammensetninger som faller innenfor nedenforstående foretrukne varia-sj onsområde, er spesielt brukbare som skjærematerialer, når de underkastes passende nitreringsbehandling slik dette beskrives her: Within this relatively wide range of variation, it is found that compositions that fall within the below preferred range of variation are particularly usable as cutting materials, when they are subjected to suitable nitriding treatment as described here:
fra 26 til 78 % tantal from 26 to 78% tantalum
fra 1 til 34 % titan from 1 to 34% titanium
fra 5 til 60 % wolfram, from 5 to 60% tungsten,
og hvor forholdet tantal til titan er større enn 1.8 : 1. and where the ratio of tantalum to titanium is greater than 1.8:1.
Et slikt foretrukket område for Ta-Ti-W-legeringer for skjære-verktøy, er illustrert ved det indre polygon som dannes av linjene H I J K L og H på fig. 3j og det skal bemerkes at innen dette polygon er alle nitrerte materialer foretrukket med hensyn til de 30.5 og 228.8 m/min. kriteria som er nevnt her, når de nitreres slik det er beskrevet her. Such a preferred region for Ta-Ti-W alloys for cutting tools is illustrated by the inner polygon formed by the lines H I J K L and H in FIG. 3j and it should be noted that within this polygon all nitrided materials are preferred with regard to the 30.5 and 228.8 m/min. criteria mentioned here, when they are nitrated as described here.
Skjønt dette nitrerte legeringssystem er klart angitt og beskrevet i tabell I og fig. 3> kan det dog være på sin plass å knytte et par generelle bemerkninger til systemet. Although this nitrided alloy system is clearly indicated and described in Table I and Fig. 3>, however, it may be appropriate to attach a couple of general remarks to the system.
Det fremgår at de typer materialer som skjærer prøvestålet meget effektivt ved både 30.5 og 228.8 m/min., lett kan fremstilles 1 nitrerte materialer som inneholder store mengder tantal og/eller wolfram. Samtidig har man funnet at en tilsetning av så lite som 2 % wolfram til Ta-20Ti, frembringer en markert økning med hensyn til slitasjeresistens og avskallingsresistens både ved høye og lave hastigheter, når denne legering sammenlignes med den rene binære legering Ta-Ti. It appears that the types of materials which cut the test steel very effectively at both 30.5 and 228.8 m/min. can easily be produced 1 nitrided materials which contain large amounts of tantalum and/or tungsten. At the same time, it has been found that an addition of as little as 2% tungsten to Ta-20Ti produces a marked increase in wear resistance and spalling resistance both at high and low speeds, when this alloy is compared with the pure binary alloy Ta-Ti.
For å påpeke viktigheten av wolframtilsetningen (eller molyb-dentilsetningen til det nedenfor beskrevne ternære system), skal det igjen henvises til tabell I. Binære sammensetninger bestående av tantal og fra 5 til 80 % titan ble nitrert i tidsrom fra l til 2 timer ved temperaturer varierende fra 1760°C til 2090°C. Ingen av disse sammensetninger oppfylte foreliggende prøvekriteria. To point out the importance of the tungsten addition (or the molybdenum addition to the ternary system described below), reference should again be made to Table I. Binary compositions consisting of tantalum and from 5 to 80% titanium were nitrided for periods of from 1 to 2 hours at temperatures varying from 1760°C to 2090°C. None of these compositions met the present test criteria.
Som sammenligning kan det innskytes at en 2 % tilsetning av wolfram gjorde at legeringene passerte nevnte kriteria meget lett, og med et innhold på 10 % wolfram ble de ternære legeringer meget gode. As a comparison, it can be added that a 2% addition of tungsten made the alloys pass the mentioned criteria very easily, and with a content of 10% tungsten the ternary alloys were very good.
Det skal igjen påpekes at et annet kritisk trekk ved foreliggende oppfinnelse, er at forholdet tantal til titan akkurat som i ternære nioblegeringer, må overstige 1 hvis man skal få fremstilt et effektivt og brukbart materiale. Fra tabell I kan man se at legeringen Ta-20W-50Ti som ble nitrert ved 1980°C i 2 timer sviktet ved både 30.5 og 228.8 m/min. It should again be pointed out that another critical feature of the present invention is that the ratio of tantalum to titanium, just as in ternary niobium alloys, must exceed 1 if an effective and usable material is to be produced. From Table I it can be seen that the alloy Ta-20W-50Ti which was nitrided at 1980°C for 2 hours failed at both 30.5 and 228.8 m/min.
Det skal også påpekes at følgende legeringer, som ble nitrert ved 1980°C i 2 timer, hadde utmerkede skjæreegenskaper ved foreliggende prøvebetingelser: It should also be pointed out that the following alloys, which were nitrided at 1980°C for 2 hours, had excellent cutting properties under the present test conditions:
Ta - 25 W - 10 Ti Ta - 25 W - 10 Ti
Ta - 10 W - 20 Ti Take - 10 W - 20 Ti
Ta - 18 W - 18 Ti Take - 18 W - 18 Ti
Ta - 29 W - 17 Ti Ta - 29 W - 17 Tue
Ved nitrering av materialer i dette Ta-W-Ti-legeringssystem, har man således funnet at en nitrering ved 1980°C i 2 timer i forbindelse med de foretrukne materialer, samt de med et høyere wolframinnhold, frembringer utmerket skjæreverktøy. For tantalrikere legeringer og de med et relativt lavt innhold av wolfram, kan man anvende lavere nitreringstemperaturer og/eller kortere nitreringstider. When nitriding materials in this Ta-W-Ti alloy system, it has thus been found that a nitriding at 1980°C for 2 hours in connection with the preferred materials, as well as those with a higher tungsten content, produces excellent cutting tools. For alloys richer in tantalum and those with a relatively low content of tungsten, lower nitriding temperatures and/or shorter nitriding times can be used.
Tant al- moTybden- 1itah- sys t emet Tant al- moTybden- 1itah- sys t emet
Dette legeringssystem kan etter nitrering fullt ut sammenlignes med det tidligere beskrevne tantal-wolfram-titan-systemet, og som i forbindelse med de niobholdige ternære systemer, så kan hele eller noe av wolframinnholdet erstattes med molybden med omtrent samme resultat. Den eneste sammensetningsforskjell er at mens wolfram i systemet kunne variere opp til 80 % s så er øvre molybdengrense i foreliggende system bare 50 %. After nitriding, this alloy system can be fully compared to the previously described tantalum-tungsten-titanium system, and as in connection with the niobium-containing ternary systems, all or some of the tungsten content can be replaced with molybdenum with approximately the same result. The only difference in composition is that while tungsten in the system could vary up to 80%, the upper molybdenum limit in the present system is only 50%.
Forskjellige eksempler på dette Ta-Mo-Ti-legeringssystem med nitreringstemperaturer og tidsintervaller, er angitt i tabell I, mens skjæreprøveresultatene er grafisk vist på fig. 4. Various examples of this Ta-Mo-Ti alloy system with nitriding temperatures and time intervals are given in Table I, while the cutting test results are graphically shown in Fig. 4.
Som tidligere beskrevet, så vil alle sammensetninger som faller innenfor det polygon som dannes av linjene ABCDEFogApå fig. 4, dekke alle tantal-molybden-titan-nitrerte materialer som passerer ovennevnte prøvekriteria, dvs. tilfredsstillende skjæring ved både 228.8 og 30.5 m/min., og de foretrukne materialer vil også passere disse prøver med en meget lav slitasje. As previously described, all compositions that fall within the polygon formed by the lines ABCDEF and A in fig. 4, cover all tantalum-molybdenum-titanium-nitrided materials that pass the above test criteria, i.e. satisfactory cutting at both 228.8 and 30.5 m/min., and the preferred materials will also pass these tests with very low wear.
Det fremgår fra fig. 4 at i et slikt nitrert ternært system, kan følgende sammensetningsområder anvendes: It appears from fig. 4 that in such a nitrated ternary system, the following composition ranges can be used:
fra 25 til 88 % tantal from 25 to 88% tantalum
fra 1 til 35 % titan from 1 to 35% titanium
fra 2 til 50 % molybden, from 2 to 50% molybdenum,
og hvor forholdet tantal til titan er større enn 1 : 1. and where the ratio of tantalum to titanium is greater than 1:1.
Innen dette brede område av anvendbare materialer, har man funnet at sammensetninger som faller innenfor det nedenfor angitte foretrukne område, er spesielt brukbare som skjærematerialer, når de underkastes nitrering slik dette er beskrevet her: Within this wide range of usable materials, it has been found that compositions falling within the preferred range set forth below are particularly useful as cutting materials when subjected to nitriding as described herein:
fra 39 til 78 % tantal from 39 to 78% tantalum
fra 1 til 34 % titan from 1 to 34% titanium
fra 5 til 40 % molybden, from 5 to 40% molybdenum,
og hvor forholdet tantal til titan er større enn 1.8 : 1. and where the ratio of tantalum to titanium is greater than 1.8:1.
Et slikt foretrukket område for Ta-Mo-Ti-legeringer er illustrert ved det indre polygon som dannes av linjene H I J K L og H på fig. 4, og det skal bemerkes at innen dette polygon, er alle nitrerte materialer foretrukket med hensyn til de forannevnte- 30.5 og 228.8 m/min. prøvekriteria, når legeringene nitreres slik det er beskrevet her. Such a preferred region for Ta-Mo-Ti alloys is illustrated by the inner polygon formed by the lines H I J K L and H in fig. 4, and it should be noted that within this polygon, all nitrided materials are preferred with regard to the aforementioned - 30.5 and 228.8 m/min. test criteria, when the alloys are nitrided as described here.
Blant disse tantal-molybden-titan-legeringer har man oppnådd spesielt gode skjæreprøveresultater med følgende sammensatte stoffer, Among these tantalum-molybdenum-titanium alloys, particularly good cutting test results have been achieved with the following compounds,
som ble nitrert ved 1980°C i 2 timer: which was nitrated at 1980°C for 2 hours:
Ta - 19 Mo - 9 Tl Ta - 19 Mo - 9 Tl
Ta - 30 Mo - 10 Ti Ta - 30 Mo - 10 Tue
Ta - 10 Mo - 20 Ti Ta - 10 Mo - 20 Tue
Ved nitrering av materialer i dette Ta-Mo-Ti-system har man følgelig funnet at en nitrering ved 1980°C i 2 timer i forbindelse med de foretrukne materialer, gir utmerket skjæreverktøy. For tantalrikere legeringer eller de med relativt lavt molybdeninnhold kan man vanligvis anvende lavere nitreringstemperaturer og/eller kortere nitreringstider. When nitriding materials in this Ta-Mo-Ti system, it has consequently been found that a nitriding at 1980°C for 2 hours in connection with the preferred materials produces excellent cutting tools. For alloys richer in tantalum or those with a relatively low molybdenum content, lower nitriding temperatures and/or shorter nitriding times can usually be used.
Skjønt mer høylegerte systemer faller innenfor foreliggende oppfinnelse, og er beskrevet i større detalj i det etterfølgende, skal man på dette tidspunkt bemerke at bortsett fra relativt mindre sammen-setningsvariasjoner ved yttergrensene, viser det forannevnte klart at det er betydelige erstatningsmuligheter blant de metaller som er anvendt i forannevnte ternære legeringssystemer. Innen et bredt varia-sj onsområde kan molybdenet erstattes helt eller delvis av wolfram, eller wolframet av molybden. Likeledes kan tantal erstattes fullstendig eller delvis av niob, eller niob av tantal. Nærværet av titan er viktig, og det skal bemerkes at opptil 3 % av titaninnholdet kan erstattes av zirkonium. Although more highly alloyed systems fall within the scope of the present invention, and are described in greater detail in the following, it should be noted at this point that, apart from relatively minor compositional variations at the outer limits, the aforementioned clearly shows that there are significant replacement possibilities among the metals that are used in the aforementioned ternary alloy systems. Within a wide range of variation, the molybdenum can be replaced in whole or in part by tungsten, or the tungsten by molybdenum. Likewise, tantalum can be completely or partially replaced by niobium, or niobium by tantalum. The presence of titanium is important and it should be noted that up to 3% of the titanium content can be replaced by zirconium.
Van ad i um- moly b d e n - 1 i t an - s y s t e me t Van ad i um- moly b d e n - 1 i t an - s y s t e me t
Forskjellige eksempler på dette V-Mo-Ti-legeringssystem med nitreringstemperaturer og tider er angitt i tabell I, mens skjære-prøveresultatene er grafisk vist på fig. 6. Various examples of this V-Mo-Ti alloy system with nitriding temperatures and times are given in Table I, while the cutting test results are graphically shown in Fig. 6.
Som i tidligere beskrevne legeringssystemer, så vil sammensetninger som faller innenfor grensene av det polygon som dannes av linjene ABCDEFogApå fig. 6 dekke alle vanadium-molybden-titan-nitrerte materialer som passerer ovennevnte prøvekriteria, dvs. tilfredsstillende skjæring ved både 30.5 og 228.8 m/min., og de foretrukne materialer passerer disse prøver med meget lav slitasje. As in previously described alloy systems, compositions that fall within the boundaries of the polygon formed by the lines ABCDEF and A in fig. 6 cover all vanadium-molybdenum-titanium-nitrided materials that pass the above test criteria, i.e. satisfactory cutting at both 30.5 and 228.8 m/min., and the preferred materials pass these tests with very low wear.
Det fremgår fra fig. 6 at i et slikt nitrert ternært system, kan følgende sammensetningsområder anvendes: It appears from fig. 6 that in such a nitrated ternary system, the following composition ranges can be used:
fra 15 til 90 % vanadium from 15 to 90% vanadium
fra 1 til 45 % titan from 1 to 45% titanium
fra 2 til 60 % molybden, from 2 to 60% molybdenum,
og hvor forholdet vanadium til titan er større enn 0.66 : 1. and where the ratio of vanadium to titanium is greater than 0.66 : 1.
Innen dette relativt brede variasjonsområde, har man funnet at sammensetninger som faller innenfor det nedenfor angitte foretrukne område er spesielt brukbare som skjæremateriale når de underkastes nitrering slik dette er beskrevet her: Within this relatively wide range of variation, it has been found that compositions falling within the preferred range indicated below are particularly useful as cutting material when subjected to nitriding as described here:
Fra 24 til 78 % vanadium. From 24 to 78% vanadium.
Fra 1 til 35 % titan. From 1 to 35% titanium.
Fra 11 til 60 % molybden, From 11 to 60% molybdenum,
og hvor forholdet til titan er større enn 1,5:1. and where the ratio to titanium is greater than 1.5:1.
Et slikt foretrukket område for V-Mo-Ti-legeringer for skjæreverktøy er illustrert ved hjelp av det indre polygon som dannes av linjene H I J K F og H på fig. 6, og det skal bemerkes at innen dette polygon vil alle nitrerte materialer være foretrukket med hensyn til forannevnte prøvekriteria, hvis de nitreres slik det er beskrevet her. Such a preferred range for V-Mo-Ti alloys for cutting tools is illustrated by the inner polygon formed by the lines H I J K F and H in FIG. 6, and it should be noted that within this polygon all nitrided materials will be preferred with respect to the aforementioned test criteria, if they are nitrided as described here.
Innen forannevnte variasjonsområder har man funnet at legeringen V-25Mo-10Ti representerer et av de beste materialer når det nitreres i to timer ved 1537°C. Et materiale av denne type skar det herdede prøvestål meget effektivt både ved 30,5 og 228,8 m/min, og følgende slitasjedata ble oppnådd: Within the aforementioned ranges of variation, it has been found that the alloy V-25Mo-10Ti represents one of the best materials when nitriding for two hours at 1537°C. A material of this type cut the hardened test steel very efficiently at both 30.5 and 228.8 m/min, and the following wear data were obtained:
All slitasje var jevn, det var ingen tegn til lokalisert skall- eller skårdannelse hverken på verktøynesen eller langs den ledende kant. En nitrering i fire timer ved 1537°C ga i alt vesentlig de samme resultater. All wear was uniform, there was no sign of localized peeling or chipping either on the tool nose or along the leading edge. Nitriding for four hours at 1537°C gave substantially the same results.
I dette legeringssystem har man funnet at vanadiuminnholdet kan variere innen et meget bredt område, og brukbart skjære-verktøy kan fremstilles av nitrerte materialer sålenge man tar hensyn til angitte titan til molybdenforhold i legeringen. Det fremgår fra fig. 6 at ettersom Ti-Mo forholdet avtar, vil det nitrerte materiale vise bedret seighet, og videre har man funnet at de kan nitreres innen et vidt temperaturområde og allikevel skjære herdnet prøvestål ved både høye og lave hastigheter. Når molybdeninnholdet i foreliggende V-Mo-Ti-legeringer er relativt høyt i forhold til titaninnholdet , vil nitreringsaktivitetenj dvs. evnen til å danne nitrid, bli redusert, og man fikk ikke utviklet tilfredsstillende overflatehardhet for skjæring ved 228,8 m/min. Dette var blant annet tilfelle med legeringen V-72Mo-8Ti, som ikke faller innenfor foreliggende oppfinnelse. In this alloy system, it has been found that the vanadium content can vary within a very wide range, and usable cutting tools can be produced from nitrided materials as long as the specified titanium to molybdenum ratio in the alloy is taken into account. It appears from fig. 6 that as the Ti-Mo ratio decreases, the nitrided material will show improved toughness, and further it has been found that they can be nitrided within a wide temperature range and still cut hardened test steel at both high and low speeds. When the molybdenum content in the present V-Mo-Ti alloys is relatively high in relation to the titanium content, the nitriding activity, i.e. the ability to form nitride, will be reduced, and satisfactory surface hardness for cutting at 228.8 m/min was not developed. This was, among other things, the case with the alloy V-72Mo-8Ti, which does not fall within the scope of the present invention.
Tilfredsstillende overflatehardhet og skjæreevner kan videre ikke oppnås i slike legeringer når titaninnholdet er for høyt, som f.eks. i legeringen V-15Mo-55Ti, selv om man ved en nitrering får en sterkere reaksjon slik dette kan påvises ved metallografi, og større vektøkning enn for legeringen V-72Mo-8Ti. Furthermore, satisfactory surface hardness and cutting capabilities cannot be achieved in such alloys when the titanium content is too high, such as e.g. in the alloy V-15Mo-55Ti, even if nitriding gives a stronger reaction as can be demonstrated by metallography, and a greater increase in weight than for the alloy V-72Mo-8Ti.
Hvis vanadiuminnholdet i dette ternære system holdes If the vanadium content of this ternary system is maintained
på 65% mens forholdet titan til molybden økes, så vil man i de nitrerte materialer få udmerkede skjæreegenskaper. Hvis forholdet etterhvert blir for høyt vil skjæreevnen ha en tendens til å avta. Mens legeringen V-17Mo-17Ti etter en nitrering i to timer ved l650°C ga et materiale som skjærte meget godt både ved 30,5 og 228,8 m/min, så hadde den nitrerte legering V-2Mo-33Ti skjønt det var et tilfredsstillende skjæreverktøy, en tendens til skalldannelse ved 30,5 m/min. når det ble nitrert for å gi god skjæreevne ved 228,8 m/min. En ytterligere senkning av molybdeninnholdet resulterer i en total-svikt. of 65% while the ratio of titanium to molybdenum is increased, excellent cutting properties will be obtained in the nitrided materials. If the ratio eventually becomes too high, the cutting ability will tend to decrease. While the alloy V-17Mo-17Ti after nitriding for two hours at 1650°C gave a material that cut very well both at 30.5 and 228.8 m/min, the nitrided alloy V-2Mo-33Ti, although it was a satisfactory cutting tool, a tendency to shell at 30.5 m/min. when it was nitrided to give good cutting ability at 228.8 m/min. A further lowering of the molybdenum content results in a total failure.
Man har videre funnet at mens vanadiumrike legeringer som f.eks. V-10Mo-10Ti, kan nitreres f.eks. ved temperaturer mellom 1^30° og 1760°C i to timer for å frembringe et tilfredsstillende skjæreverktøy (en svak tendens til avskalling og skårdannelse ved 30,5 m/min), så kan legeringer med lavere vanadiuminnhold, som f.eks. legeringen V-30Mo-20Ti nitreres i forskjellige tidsrom ved temperaturer varierende fra 1537 til 1760°C, til udmerket skjæreverktøy. It has also been found that while vanadium-rich alloys such as V-10Mo-10Ti, can be nitrated e.g. at temperatures between 1^30° and 1760°C for two hours to produce a satisfactory cutting tool (a slight tendency to flaking and chipping at 30.5 m/min), then alloys with a lower vanadium content, such as e.g. the alloy V-30Mo-20Ti is nitrided for different periods of time at temperatures varying from 1537 to 1760°C, to excellent cutting tools.
■Hvis man følgelig anvender foreliggende oppfinnelse i praksis så må man absolutt holde seg innenfor de variasjonsgrenser som er angitt på fig. 6. ■If one therefore uses the present invention in practice, one must absolutely stay within the variation limits indicated on fig. 6.
Det fremgår fra tabell I at både ulegert vanadium og de binære legeringer av vanadium (10-50) titan etter en nitrering i to timer ved 1705°C, sviktet ved 30,5 m/mih. skjæreprøven i hvert eneste tilfelle. It appears from Table I that both unalloyed vanadium and the binary alloys of vanadium (10-50) titanium, after nitriding for two hours at 1705°C, failed at 30.5 m/mih. the shear test in each and every case.
Det skal påpekes at følgende ternære legeringer passerte ovennevnte prøvekriteria når de i to timer ble nitrert ved 1540°C: It should be pointed out that the following ternary alloys passed the above test criteria when nitrided for two hours at 1540°C:
V - 25 Mo - 10 Ti Fri - 25 Mo - 10 Tue
V - 17 Mo - 17 Ti Fri - 17 Mon - 17 Tue
Følgende legeringer passerte når de ble nitrert ved 1650°C i to timer: The following alloys passed when nitrided at 1650°C for two hours:
V - 25 Mo - 10 Ti Fri - 25 Mo - 10 Tue
V - 17 Mo - 28 Ti Fri - 17 Mo - 28 Tue
V - 20 Mo - 24 Ti Fri - 20 Mo - 24 Tue
V - 30 Mo - 20 Ti Fri - 30 Mo - 20 Tue
Følgende legeringer passerte også meget bra: V-30Mo-20Ti nitrert i 4 timer ved 1540°C og i 2 timer ved 1760°C, og V-45Mo-15Ti, nitrert i 4 timer ved 1650°C. The following alloys also passed very well: V-30Mo-20Ti nitrided for 4 hours at 1540°C and for 2 hours at 1760°C, and V-45Mo-15Ti, nitrided for 4 hours at 1650°C.
Ved nitrering av materialer i forannevnte V-Mo-Ti-system har man følgelig funnet at en nitrering ved temperaturer varierende fra 1540 til 1760°C fra 2 til 4 timer, gir udmerkede skjæreverktøy. Vanadium- wolfram- titan- systernet. When nitriding materials in the aforementioned V-Mo-Ti system, it has consequently been found that nitriding at temperatures varying from 1540 to 1760°C for 2 to 4 hours produces excellent cutting tools. The vanadium-tungsten-titanium systernet.
Forskjellige eksempler på dette V-W-Ti-legeringssystem med nitreringstemperaturer og nitreringstider er angitt i tabell I, mens skjæreprøveresultatene er grafisk vist på fig. 5. Various examples of this V-W-Ti alloy system with nitriding temperatures and nitriding times are given in Table I, while the cutting test results are graphically shown in Fig. 5.
Som i tidligere beskrevne legeringssystemer så vil sammensetningen som faller innenfor grensene av det polygon som begrenses av linjene ABCDEFGogApå fig. 5 dekke alle vanadium-wolfram-titan-nitrerte materialer som vil passere ovennevnte prøvekriteria, dvs. tilfredsstillende skjæring ved både 30,5 og 228,8 m/min, og de foretrukne materialer vil passere disse prøver med meget lav slitasje. As in previously described alloy systems, the composition that falls within the boundaries of the polygon limited by the lines ABCDEFG and A in fig. 5 cover all vanadium-tungsten-titanium-nitrided materials that will pass the above test criteria, i.e. satisfactory cutting at both 30.5 and 228.8 m/min, and the preferred materials will pass these tests with very low wear.
Det fremgår fra fig. 5 et i et slikt nitrert ternært system kan følgende sammensetningsområder anvendes: It appears from fig. 5 et in such a nitrated ternary system, the following composition ranges can be used:
Fra 15 til 90 % vanadium, From 15 to 90% vanadium,
fra 1 til 45 % titan, from 1 to 45% titanium,
fra 2 til 80 % wolfram, from 2 to 80% tungsten,
og hvor forholdet vanadium til titan er større enn 0,66:1. and where the ratio of vanadium to titanium is greater than 0.66:1.
Innen dette brede område av anvendbare materialer har man funnet at sammensetninger som faller innenfor nedenfor angitte foretrukne område er spesielt brukbart som skjæreverktøy når de underkastes nitrering slik dette er beskrevet her: Within this wide range of applicable materials, it has been found that compositions falling within the preferred range indicated below are particularly useful as cutting tools when subjected to nitriding as described herein:
Fra 24 til 80 % vanadium, From 24 to 80% vanadium,
fra 1 til 40 % titan, from 1 to 40% titanium,
fra 5 til 60 % wolfram, from 5 to 60% tungsten,
og hvor forholdet vanadium til titan er større enn 1,4:1. and where the ratio of vanadium to titanium is greater than 1.4:1.
Et slikt foretrukket område for V-W-Ti-legeringer for skjæreverktøy, illustrert ved det indre polygon som er dannet av linjene H I J K L og H på fig. 5> og det skal bemerkes at innen dette polygon vil alle de nitrerte materialer være foretrukket med hensyn til ovennevnte 30,5 og 228,8 m/min. prøvekriteria når materialene nitreres slik det er beskrevet her. One such preferred region for V-W-Ti alloys for cutting tools, illustrated by the inner polygon formed by lines H I J K L and H in FIG. 5> and it should be noted that within this polygon all the nitrated materials will be preferred with regard to the above 30.5 and 228.8 m/min. test criteria when the materials are nitrated as described here.
En av de foretrukne legeringer i dette ternære system er legeringen V-20W-15Ti. Kinetiske data for skjærestykker av denne legering som opprinnelig veide ca. 2 gram og som ble behandlet i molekylært nitrogen, er følgende: One of the preferred alloys in this ternary system is the alloy V-20W-15Ti. Kinetic data for cutting pieces of this alloy which originally weighed approx. 2 grams and which were treated in molecular nitrogen, are the following:
De nitrerte materialer som var et resultat av ovennevnte nitreringsbetingelser, skar prøvestålet meget effektivt både ved 30,5 og 228,8 m/min, og man fant at slitasjeresistensen ved 228,8 m/min øket med stigende vektøkning. The nitrided materials resulting from the above nitriding conditions cut the test steel very effectively at both 30.5 and 228.8 m/min, and it was found that the wear resistance at 228.8 m/min increased with increasing weight gain.
Innen de sammensetningsområder som er vist på fig. 5 (og som vist på tabell I) skal det påpekes at følgende nitrerte materialer har vist seg spesielt brukbare som skjærematerialer: Within the composition ranges shown in fig. 5 (and as shown in table I), it should be pointed out that the following nitrided materials have proven particularly useful as cutting materials:
V - 10W - 10 Ti (1540°C i 2 timer) V - 10W - 10 Ti (1540°C for 2 hours)
V - 20W - 15 Ti (1650°C i " " ) V - 20W - 15 Ti (1650°C in " " )
V - 42W - 4,5 Ti " ) V - 42W - 4.5 Ti " )
V - 20W - 24 Ti " ) V - 20W - 24 Ti " )
V - 10W - 36 Ti " ) V - 10W - 36 Ti")
V - 35W - 20 Ti (1540°C " " " ) V - 35W - 20 Ti (1540°C " " " )
V - 40W - 24 Ti ( " " ) V - 40W - 24 Ti ( " " )
V - 50W - 10 Ti ( 1650°C" " " ) V - 50W - 10 Ti ( 1650°C" " " )
V - 60W - 15 Ti (1540°C " " " ) V - 60W - 15 Ti (1540°C " " " )
Fra de forannevnte data kan man gjøre visse generelle refleksjoner med hensyn til foreliggende nitrerte ternære systemer. De vanadiumholdige legeringer kan vanligvis reageres ved noe lavere temperaturer enn de tilsvarende niob- eller tantallegeringer, og utmerket skjæreevne oppnås lettere i de vanadiumholdige systemer ved relativt lave nitreringstemperaturer selv med materialer som er høy-legert med wolfram. From the aforementioned data, certain general reflections can be made with regard to the present nitrated ternary systems. The vanadium-containing alloys can usually be reacted at somewhat lower temperatures than the corresponding niobium or tantalum alloys, and excellent cutting performance is more easily achieved in the vanadium-containing systems at relatively low nitriding temperatures even with materials that are highly alloyed with tungsten.
Mer spesielt kan det bemerkes at i foretrukne ternære vana- • diumlegeringer vil en nitrering ved temperaturer varierende fra 1540° til l650°C i 2 timer, gi meget gode skjærematerialer. For vanadiumrike legeringer, eller de som har relativt lavt innhold av wolfram, så kan man anvende lave nitreringstemperaturer og/eller kortere nitrerings-tid. For sammensetninger med høyere innhold av wolfram, dvs. utenfor det foretrukne området, så foretok man en nitrering ved 1760°C i 2 timer for derved å få fremstilt et brukbart skjæreverktøy. More particularly, it can be noted that in preferred ternary vanadium alloys, nitriding at temperatures varying from 1540° to 1650°C for 2 hours will give very good cutting materials. For alloys rich in vanadium, or those with a relatively low content of tungsten, low nitriding temperatures and/or shorter nitriding times can be used. For compositions with a higher content of tungsten, i.e. outside the preferred range, nitriding was carried out at 1760°C for 2 hours in order to produce a usable cutting tool.
Høyere legerte systemer Higher alloy systems
Representative eksempler på høyere legerte materialer ifølge foreliggende oppfinnelse, nitreringsbetingelser og skjæreprøveresul-tater på Rc 43-45 prøvestålet er angitt i tabell II. Representative examples of higher alloyed materials according to the present invention, nitriding conditions and cutting test results on the Rc 43-45 test steel are indicated in table II.
Tegnforklaringen er den samme som i tabell I. The legend is the same as in Table I.
Når man ønsker å anvende høyere legeringssystemer ifølge foreliggende oppfinnelse, så må man anvende visse sammensetningsforhold og formler for å bestemme hvorvidt materialet vil tilfredsstille forannevnte skjæreprøvekriteria, eller ikke. Disse faktorer har kort vært nevnt tidligere, men skal nå beskrives mer detaljert for å gi en full-ere forståelse av dem. I foreliggende beskrivelse og etterfølgende krav skal følgende forhold ha følgende mening: (dvs. konsentrasjonen av niob i forhold til totalinnholdet av niob, tantal og vanadium). På lignende måte When you want to use higher alloy systems according to the present invention, you must use certain composition ratios and formulas to determine whether or not the material will satisfy the aforementioned cutting test criteria. These factors have been briefly mentioned earlier, but will now be described in more detail to give a fuller understanding of them. In the present description and subsequent claims, the following ratio shall have the following meaning: (ie the concentration of niobium in relation to the total content of niobium, tantalum and vanadium). In a similar way
Når man i foreliggende legeringssystemer har mer enn ett metall av gruppen niob, tantal og vanadium, så må det maksimale samlede innhold i vektprosent av disse metaller være likt eller mindre enn When in present alloy systems there is more than one metal from the group niobium, tantalum and vanadium, the maximum total content in weight percent of these metals must be equal to or less than
85 (forhold A) + 88 (Forhold B) + 90 (Forhold C) 85 (Ratio A) + 88 (Ratio B) + 90 (Ratio C)
og minsteinnholdet av disse metaller når wolfram og/eller molybden er tilstede, må være lik eller større enn and the minimum content of these metals when tungsten and/or molybdenum is present must be equal to or greater than
[(Forhold A) + (Forhold B)] [(Ratio A) + (Ratio B)]
[10(Forhold E) + 25(Forhold D)] + 15(Forhold C) [10(Ratio E) + 25(Ratio D)] + 15(Ratio C)
Når mer enn ett metall fra gruppen niob, tantal og vanadium er tilstede, så er den maksimale mengde titan som kan tillates i legeringssystemet lik eller mindre enn den mengde som bestemmes av formelen When more than one metal from the group of niobium, tantalum and vanadium is present, then the maximum amount of titanium that can be allowed in the alloy system is equal to or less than the amount determined by the formula
45(Forhold A + Forhold C) + 35(Forhold B) 45(Ratio A + Ratio C) + 35(Ratio B)
og forholdet mellom innholdet av slike metaller og titaninnholdet må være større enn det forhold som bestemmes av formelen and the ratio between the content of such metals and the titanium content must be greater than the ratio determined by the formula
Forhold A + Forhold B + 0.66 (Forhold C) : 1 Ratio A + Ratio B + 0.66 (Ratio C) : 1
Når både wolfram og molybden er tilstede, så er den maksimale mengde av disse metaller bestemt av formelen: When both tungsten and molybdenum are present, the maximum amount of these metals is determined by the formula:
60(Forhold + Forhold C)(Forhold D) + 60(Ratio + Ratio C)(Ratio D) +
50(Forhold B)(Forhold D) + 80(Forhold E) 50(Ratio B)(Ratio D) + 80(Ratio E)
Det skal videre bemerkes at når niob alene anvendes fra gruppe A metallene og både molybden og wolfram er tilstede, så er den minimalt nødvendige mengde niob bestemt av formelen It should further be noted that when niobium alone is used from the group A metals and both molybdenum and tungsten are present, then the minimum required amount of niobium is determined by the formula
10(Forhold E) + 20(Forhold D) 10(Ratio E) + 20(Ratio D)
I foreliggende legeringssystemer er den minste mengde av titan 1 % og den minste mengde av wolfram og/eller molybden er 2 %. In the present alloy systems, the minimum amount of titanium is 1% and the minimum amount of tungsten and/or molybdenum is 2%.
Det skal i det etterfølgende forklares hvorledes slike forhold og formler kan anvendes for å bestemme brukbare sammensatte materialer ifølge foreliggende oppfinnelse. In what follows, it will be explained how such ratios and formulas can be used to determine usable composite materials according to the present invention.
Som nevnt ovenfor er en av de bedre legeringer 37Nb-30V-8Mo-25Ti. Hvis forannevnte formler anvendes på denne legering, får man følgende resultater: As mentioned above, one of the better alloys is 37Nb-30V-8Mo-25Ti. If the aforementioned formulas are applied to this alloy, the following results are obtained:
De maksimalt tillatte innhold av Nb, Ta og V er så gitt ved formelen The maximum permitted contents of Nb, Ta and V are then given by the formula
85(0.55) + 88(0) + 90(0.45) = 8785(0.55) + 88(0) + 90(0.45) = 87
Den virkelige mengde Nb, Ta og V i et slikt system er The real amount of Nb, Ta and V in such a system is
37 + 0 + 30 = 67 vektprosent, 37 + 0 + 30 = 67 percent by weight,
og siden denne mengde er mindre enn de tillatte 87 vektprosent, så er kravet oppfylt. and since this amount is less than the permitted 87 percent by weight, the requirement is met.
Den nedre grense for den samlede mengde av Nb, Ta og V er bestemt av formelen The lower limit for the total amount of Nb, Ta and V is determined by the formula
[0.55 + 0][10(0) + 25(1)1 + 15(0.45) = 20.50 [0.55 + 0][10(0) + 25(1)1 + 15(0.45) = 20.50
og siden den virkelige mengde på 67 vektprosent er større enn denne and since the real amount of 67 percent by weight is greater than this
verdi, så er også minimumkravet oppfylt. value, then the minimum requirement is also met.
Titaninnholdet i den ovenfor spesielt angitte legering er 25%. Det maksimale titaninnhold bestemmes således av den ovenfor angitte formel og vil være The titanium content in the above specifically indicated alloy is 25%. The maximum titanium content is thus determined by the above formula and will be
45(0.55 + 0.45) + 35(0) = 45.0 vektprosent 45(0.55 + 0.45) + 35(0) = 45.0 weight percent
og ettersom 25 vektprosent er mindre enn 45.0 vektprosent, så er dette krav oppfylt. and as 25% by weight is less than 45.0% by weight, this requirement is met.
Et annet krav til titaninnholdet bestemmes av forholdet Another requirement for the titanium content is determined by the ratio
Forhold A + Forhold B + 0.66(Forhold C) : 1 Ratio A + Ratio B + 0.66 (Ratio C) : 1
Med foreliggende legering er dette forhold: With the present alloy, this ratio is:
0.55 + 0 + 0.66(0.45) : 1 = 0.85 : 1 0.55 + 0 + 0.66(0.45) : 1 = 0.85 : 1
Det virkelige titaninnhold i forhold til Nb, Ta og V = 67 : 25 eller klart større enn 0.85 : 1, hvorved også dette krav er oppfylt. The real titanium content in relation to Nb, Ta and V = 67 : 25 or clearly greater than 0.85 : 1, whereby this requirement is also fulfilled.
I det nevnte materiale er det samlede molybden og wolframinnhold 8 vektprosent, og således større enn den nedre grense på 2 vektprosent. Den maksimale mengde er bestemt av formelen In the aforementioned material, the total molybdenum and tungsten content is 8 percent by weight, and thus greater than the lower limit of 2 percent by weight. The maximum amount is determined by the formula
60(Forhold A + Forhold C) Forhold D + 50(Forhold B)(Forhold D) + 80(Forhold E) 60(Ratio A + Ratio C) Ratio D + 50(Ratio B)(Ratio D) + 80(Ratio E)
Således: Thus:
60(0.55 + 0.45) 1 + 50(0)(1) + 80 (0) = 60 vektprosent 60(0.55 + 0.45) 1 + 50(0)(1) + 80 (0) = 60 percent by weight
Siden 60 er større enn 8 er også dette krav med hensyn til molybden og wolfram tilfredsstillet.. Since 60 is greater than 8, this requirement with regard to molybdenum and tungsten is also satisfied.
Den nitrerte legering 37Nb-30V-8Mo-25Ti faller således innenfor den foreliggende oppfinnelse og har vist seg fullt ut brukbar slik dette er beskrevet ovenfor. The nitrided alloy 37Nb-30V-8Mo-25Ti thus falls within the scope of the present invention and has proven to be fully usable as described above.
Hvis man nå betrakter en legering bestående av 30Nb-30Ta-30V-2Ti-4Mo-4W, og anvender forannevnte formler, så får man: A |§ 0.33 If one now considers an alloy consisting of 30Nb-30Ta-30V-2Ti-4Mo-4W, and applies the aforementioned formulas, one gets: A |§ 0.33
B=|§=0.33 B=|§=0.33
C = $ = 0.33 C = $ = 0.33
Den virkelige mengde av Nb, Ta og V er 90 vektprosent, mens den totalt tillatte mengde er 85(0.33) + 88(0.33) + 90(0.33) = 87 The actual amount of Nb, Ta and V is 90% by weight, while the total allowable amount is 85(0.33) + 88(0.33) + 90(0.33) = 87
Denne legering ville således falle utenfor oppfinnelsen. This alloy would thus fall outside the scope of the invention.
Det skal bemerkes at ovennevnte forhold bare trenger å anvendes nær yttergrensen for de forskjellige variasjonsområder, og bare i høyere legerte systemer. Forholdene bør således brukes hvor det er mer enn ett av metallene niob, tantal og vanadium tilstede, og hvor totalinnholdet av disse metaller med hensyn til den maksimale mengde, er mellom 85 og 90 %. Hvis innholdet av gruppe A metaller er mer enn 90 %, så faller de automatisk utenfor foreliggende oppfinnelse og'kan ikke anvendes i denne. Hvis innholdet av gruppe A metallene faller i området fra 25 til 85 %, så er det ikke nødvendig å anvende ovennevnte formler, naturligvis under forutsetning at de andre begrensninger oppfylles. Formlene kommer igjen til anvendelse når det totale innhold av gruppe A metallene varierer mellom 10 og 25 %, dog igjen under den forutsetning at mer enn ett metall er tilstede. Hvis totalinnholdet av gruppe A metallene er mindre enn 10, så vil materialene igjen falle utenfor oppfinnelsen. It should be noted that the above conditions only need to be applied near the outer limit of the different ranges of variation, and only in higher alloy systems. The conditions should thus be used where more than one of the metals niobium, tantalum and vanadium is present, and where the total content of these metals with respect to the maximum amount is between 85 and 90%. If the content of group A metals is more than 90%, then they automatically fall outside the scope of the present invention and cannot be used in it. If the content of the group A metals falls in the range from 25 to 85%, then it is not necessary to apply the above formulas, naturally provided that the other restrictions are met. The formulas are again used when the total content of group A metals varies between 10 and 25%, however again under the assumption that more than one metal is present. If the total content of group A metals is less than 10, then the materials will again fall outside the scope of the invention.
På lignende måte vil formlene bare komme til anvendelse når det gjelder det maksimale titaninnhold, hvis tantal er tilstede og sammen med niob eller vanadium eller begge, og titanmengden varierer mellom 35 og 45 %, Hvis titaninnholdet er større enn 45 vektprosent, så faller materialet ikke innenfor foreliggende oppfinnelse, og hvis det er mindre enn 35 %, men større enn 1 %, så er det ikke nødvendig å anvende formelen for den maksimalt nødvendige mengde titan. Similarly, the formulas will only apply to the maximum titanium content, if tantalum is present and together with niobium or vanadium or both, and the amount of titanium varies between 35 and 45%, If the titanium content is greater than 45% by weight, then the material does not fall within the present invention, and if it is less than 35% but greater than 1%, then it is not necessary to apply the formula for the maximum required amount of titanium.
Når bare ett eller begge av metallene niob og tantal er tilstede, mens vanadium ikke er tilstede, så må forholdet mellom niob og/ eller tantalinnholdet og titaninnholdet være større enn 1. Man trenger bare å ta hensyn til forhold på mindre enn 1, når disse legeringer inneholder vanadium. When only one or both of the metals niobium and tantalum are present, while vanadium is not present, then the ratio between the niobium and/or tantalum content and the titanium content must be greater than 1. One only needs to take into account ratios of less than 1, when these alloys contain vanadium.
I forbindelse med metallene molybden og wolfram, hvor de begge anvendes, og bare niob og/eller vanadium er tilstede, så trenger foreliggende formler bare å anvendes når det samlede innhold av Mo og W er mellom 60 og 80 %. Hvis innholdet av molybden og/eller wolfram er mellom 2 og 60 %, så er materialet tilfredsstillende ifølge ovennevnte prøvekriteria og faller klart innenfor foreliggende oppfinnelse. In connection with the metals molybdenum and tungsten, where they are both used, and only niobium and/or vanadium are present, the present formulas only need to be used when the total content of Mo and W is between 60 and 80%. If the content of molybdenum and/or tungsten is between 2 and 60%, then the material is satisfactory according to the above test criteria and clearly falls within the scope of the present invention.
Når tantal er tilstede alene av gruppe A metallene, så trenger formelen bare å anvendes når det gjelder det maksimale innhold av Mo og W, når det er mer enn 50 % molybden og wolfram. When tantalum is present alone of the group A metals, the formula only needs to be applied in terms of the maximum content of Mo and W, when there is more than 50% molybdenum and tungsten.
Anvendbarheten av en av de nevnte høyere legerte sammensatte materialer, nemlig 37Nb-30V-8Mo-25Ti, fremgår fra etterfølgende tabell. The applicability of one of the aforementioned higher alloy composite materials, namely 37Nb-30V-8Mo-25Ti, appears from the following table.
Disse prøver har vist at man får meget lav verktøyslitasje selv når prøvene strekker seg godt forbi skjæring av de forannevnte 33 cm^. Dette meget gode resultat oppnås når molybdeninnholdet er 8 % i Nb-V-Mo-Ti-legeringen. I tillegg til dette viser tabell II en rekke utmerkede resultater for en rekke komplekse legeringer med tilsvarende lavt molybdeninnhold. Som en sammenligning kan det nevnes at laveste molybdeninnhold i foretrukne sammensetninger i Nb-Mo-Ti og V-Mo-Ti-systemene er 8 og 11 % henholdsvis. Det synes derfor som det opptrer en synergistisk effekt i disse komplekse legeringer. These samples have shown that very low tool wear is obtained even when the samples extend well beyond cutting the aforementioned 33 cm^. This very good result is achieved when the molybdenum content is 8% in the Nb-V-Mo-Ti alloy. In addition to this, Table II shows a number of excellent results for a number of complex alloys with a correspondingly low molybdenum content. As a comparison, it can be mentioned that the lowest molybdenum content in preferred compositions in the Nb-Mo-Ti and V-Mo-Ti systems is 8 and 11% respectively. It therefore seems that a synergistic effect occurs in these complex alloys.
Sammensetninger som inneholder forskjellige kombinasjoner av disse elementer, og som samtidig faller innenfor det generelle område som har vist seg å være foretrukket i de ternære systemer, er også foretrukket i disse komplekse systemer. En rekke av disse foretrukne komplekse systemer er vist i tabell II. Compositions which contain different combinations of these elements, and which at the same time fall within the general range which has been shown to be preferred in the ternary systems, are also preferred in these complex systems. A number of these preferred complex systems are shown in Table II.
I foreliggende beskrivelse har man hittil betraktet nitrerte sammensatte materialer som skjærer prøvestålet ved både 30.5 og 228.8 m/min. Det er imidlertid et par ytterligere trekk ved foreliggende materialer som skal beskrives i det etterfølgende. In the present description, one has so far considered nitrided composite materials which cut the test steel at both 30.5 and 228.8 m/min. However, there are a couple of additional features of the present materials which will be described in what follows.
Innen de angitte sammensetningsområder, finner man en gruppe nitrerte materialer som overlapper de foretrukne sammensetninger og som dessuten skjærer prøvestålet (Rc 43-45) ved mye høyere hastigheter, og som således har betydelig anvendbarhet som hurtigskjærende materialer. Nitrerte legeringer innen denne gruppe inneholder minst 74 % av metallene niob, tantal og/eller vanadium pluss titan pluss molybden og/eller wolfram. Within the indicated composition ranges, one finds a group of nitrided materials which overlap the preferred compositions and which also cut the test steel (Rc 43-45) at much higher speeds, and thus have considerable applicability as high-speed cutting materials. Nitrided alloys within this group contain at least 74% of the metals niobium, tantalum and/or vanadium plus titanium plus molybdenum and/or tungsten.
Når niob brukes alene i sin gruppevarierer innholdet fra 74 til 85 %, tantal alene varierer fra 74 til 88 %, mens vanadium alene varierer fra 74 til 90%. Når to eller flere av slike metaller er tilstede, så vil det maksimale innhold av denne gruppe variere mellom 85 og 90 %, og bestemmes av formelen When niobium is used alone in its group, the content varies from 74 to 85%, tantalum alone varies from 74 to 88%, while vanadium alone varies from 74 to 90%. When two or more of such metals are present, the maximum content of this group will vary between 85 and 90%, and is determined by the formula
85(Forhold A) + 88(Forhold B) + 90(Forhold C) 85(Ratio A) + 88(Ratio B) + 90(Ratio C)
som er beskrevet ovenfor. as described above.
Titaninnholdet varierer fra 1 til 24 %, mens wolframinnholdet og/eller molybdeninnholdet varierer fra 2 til 25 %. The titanium content varies from 1 to 24%, while the tungsten content and/or molybdenum content varies from 2 to 25%.
Skjæreprøver ble utført på prøvestålet ved 381.3 m/min med en fremføringshastighet på 0.012 cm per omdreining og en skjæredybde på 0.050 cm. De oppnådde data er angitt i tabell III. Cutting tests were performed on the test steel at 381.3 m/min with a feed rate of 0.012 cm per revolution and a depth of cut of 0.050 cm. The data obtained are shown in Table III.
Det skal bemerkes at alle ovennevnte materialer er betydelig It should be noted that all the above materials are significant
.bedre enn nevnte C-6 kvalitet sintret wolframkarbid. .better than said C-6 quality sintered tungsten carbide.
Mesteparten av disse sammensetninger faller utenfor forannevnte foretrukne områder for anvendelse ved 30.5 og 228.8 m/min, for- Most of these compositions fall outside the aforementioned preferred ranges for use at 30.5 and 228.8 m/min, for-
di de har en viss tendens til skall- og skårdannelse ved lave skjære-hastigheter. because they have a certain tendency to peel and splinter at low cutting speeds.
Etter nitrering kan disse materialer betraktes som keramikk-lignende. I tillegg til sin anvendbarhet for hurtigskjærende formål, kan de også anvendes på grunn av sine abrasjonsresistente egenskaper. After nitriding, these materials can be considered ceramic-like. In addition to their usefulness for high-speed cutting purposes, they can also be used due to their abrasion-resistant properties.
Ovennevnte ønskelige egenskaper er funnet i visse sammensetningsområder i foreliggende nitrerte ternære systemer, The above desirable properties are found in certain compositional ranges in the present nitrated ternary systems,
I systemet niob-wolfram-titan (fig. 1) finner man disse hurtigskjærende materialer innenfor det polygon som dannes av linjene M B C N In the system niobium-tungsten-titanium (fig. 1) these fast-cutting materials are found within the polygon formed by the lines M B C N
og M på figuren. Med hensyn til sammensetning kan slike materialer før and M in the figure. With regard to composition, such materials can before
nitrering karakteriseres på følgende måte: nitration is characterized as follows:
fra 74 til 85 % niob from 74 to 85% niobium
fra 2 til 25 % wolfram og from 2 to 25% tungsten and
fra 1 til 24 % titan. from 1 to 24% titanium.
I systemet niob-molybden-titan (fig. 2) finner man anvendbare hurtigskjærende materialer innenfor det polygon som dannes av linjene M D E N og M. Før nitrering kan disse materialer karakteriseres på følgende måte: In the niobium-molybdenum-titanium system (Fig. 2), usable high-speed cutting materials can be found within the polygon formed by the lines M D E N and M. Before nitriding, these materials can be characterized as follows:
fra 74 til 85 % niob. from 74 to 85% niobium.
fra 2 til 25 % molybden og from 2 to 25% molybdenum and
fra 1 til 24 % titan. from 1 to 24% titanium.
Det skal dog bemerkes at molybden og wolframinnholdet er fullstendig utbyttbart i nevnte niob-titan-materialer, så langt det gjelder deres anvendelse som hurtigskjærende og abrasjonsresistente materialer. Både molybden og wolfram kan være tilstede i en total mengde varierende fra 2 til 25 %. It should be noted, however, that the molybdenum and tungsten content is completely interchangeable in said niobium-titanium materials, as far as their use as high-speed and abrasion-resistant materials is concerned. Both molybdenum and tungsten may be present in a total amount varying from 2 to 25%.
I systemet tantal-wolfram-titan (fig. 3) finner man ovennevnte hurtigskjærende materialer innenfor det polygon som dannes av linjene M D E N og M på nevnte figur. Før nitrering kan nevnte materialer karakteriseres på følgende måte med hensyn til sammensetning: In the tantalum-tungsten-titanium system (fig. 3), the above-mentioned high-speed cutting materials are found within the polygon formed by the lines M D E N and M in the aforementioned figure. Before nitriding, the aforementioned materials can be characterized as follows with regard to composition:
fra 74 til 88 % tantal from 74 to 88% tantalum
fra 2 til 25 % wolfram og from 2 to 25% tungsten and
fra 1 til 24 % titan. from 1 to 24% titanium.
I systemet tantal-molybden-titan (fig. 4), finner man slike brukbare, hurtigkuttende materialer innenfor det polygon som dannes av linjene PI D E N og K på nevnte figur. Med hensyn til sammensetning kan disse materialer før nitrering karakteriseres på følgende måte: In the system tantalum-molybdenum-titanium (fig. 4), such usable, fast-cutting materials are found within the polygon formed by the lines PI D E N and K in the aforementioned figure. With regard to composition, these materials before nitriding can be characterized as follows:
fra 74 til 88 % tantal from 74 to 88% tantalum
fra 2 til 25 % molybden og from 2 to 25% molybdenum and
fra 1 til 24 % titan. from 1 to 24% titanium.
Det skal også her bemerkes at molybden- og wolframinnholdet er fullstendig utbyttbart i disse tantal-titan-basismaterialer, så langt det gjelder dette trekk ved foreliggende oppfinnelse, og begge metaller kan være tilstede i en total mengde som varierer fra 2-25%. It should also be noted here that the molybdenum and tungsten content is completely interchangeable in these tantalum-titanium base materials, as far as this feature of the present invention is concerned, and both metals can be present in a total amount varying from 2-25%.
I systemet vanadium-wolfram-titan (fig. 5), finnes nevnte hurtigkuttende materialer innenfor det polygon som dannes av linjene M E F N og M på nevnte figur. Med hensyn til sammensetning kan disse materialer før nitrering karakteriseres på følgende måte: In the vanadium-tungsten-titanium system (fig. 5), said fast-cutting materials are found within the polygon formed by the lines M E F N and M on said figure. With regard to composition, these materials before nitriding can be characterized as follows:
~ V W W f ~ V W W f
fra 74 til 90 % vanadium from 74 to 90% vanadium
fra 2 til 25 % wolfram og from 2 to 25% tungsten and
fra 1 til 24 % titan. from 1 to 24% titanium.
I systemet vanadium-molybden-titan (fig.. 6) finner man disse hurtigkuttende materialer innenfor det polygon som dannes av linjene M D E N og M på nevnte figur. Med hensyn til sammensetning kan disse materialer før nitrering karakteriseres på følgende måte: In the system vanadium-molybdenum-titanium (fig. 6) these fast-cutting materials are found within the polygon formed by the lines M D E N and M in the aforementioned figure. With regard to composition, these materials before nitriding can be characterized as follows:
fra 74 til 90 % vanadium from 74 to 90% vanadium
fra 2 til 25 % molybden' og from 2 to 25% molybdenum' and
fra 1 til 24 % titan. from 1 to 24% titanium.
På bakgrunn av de nokså like egenskaper med hensyn til å skjære herdet stål (Rc 43-45) ved 381.3 m/min, kan man fra det forannevnte påpeke visse generelle sammensetningsprinsipper. Based on the fairly similar properties with regard to cutting hardened steel (Rc 43-45) at 381.3 m/min, one can point out certain general compositional principles from the above.
For det første, uten hensyn til andre tilstedeværende metaller, så' vil titaninnholdet variere fra 1 til 24 %. Firstly, regardless of other metals present, the titanium content will vary from 1 to 24%.
For det annet, i alle slike sammensetninger kan wolfram og/ eller molybdeninnholdet variere fra 2 til 25 %%Second, in all such compositions the tungsten and/or molybdenum content may vary from 2 to 25%
For det tredje, minimalinnholdet av niob, tantal og/eller vanadium er 74 %. Third, the minimum content of niobium, tantalum and/or vanadium is 74%.
Det spørsmål som kan oppstå, angår den øvre grense for to eller flere metaller i gruppen niob, tantal og vanadium med hensyn til deres varierende, men utbyttbare øvre grense. Hvis det samlede innhold av to eller flere slike metaller er opptil eller mindre enn 85 %, så er de brukbare i alle tilfeller. Problemet oppstår imidlertid når innholdet av to eller flere slike metaller utgjør mellom 85 og 90 % i den legering som skal nitreres. For denne bestemmelse anvender man samme tidligere øvre grense-formel, nemlig at innholdet ikke kan være større enn The question that may arise concerns the upper limit of two or more metals in the group niobium, tantalum and vanadium with respect to their varying but interchangeable upper limit. If the combined content of two or more such metals is up to or less than 85%, then they are usable in all cases. The problem arises, however, when the content of two or more such metals amounts to between 85 and 90% in the alloy to be nitrided. For this provision, the same previous upper limit formula is used, namely that the content cannot be greater than
85 (Forhold A) + 88 (Forhold B) + 90 (Forhold C) 85 (Ratio A) + 88 (Ratio B) + 90 (Ratio C)
Det viktige trekk ved foreliggende oppfinnelse er at visse utvalgte legeringssammensetninger kan nitreres, hvorved man får fremstilt utmerkede materialer som passerer forannevnte prøver. Det er underforstått at slike legeringer kan frem stilles ved en rekke forskjellige typer teknikk som støping, metallopparbeiding, belegging, pulvermetoder, etc. Det er en meget viktig fordel at materialet direkte kan varm- eller kaldformes før det nitreres. Visse utvalgte sammensetningsområder som er lette å nitrere, gir visse fabrikasjonsmessige fordeler. The important feature of the present invention is that certain selected alloy compositions can be nitrided, whereby excellent materials can be produced which pass the aforementioned tests. It is understood that such alloys can be produced by a number of different types of techniques such as casting, metal processing, coating, powder methods, etc. It is a very important advantage that the material can be directly hot or cold formed before it is nitrided. Certain selected composition ranges that are easy to nitride offer certain manufacturing advantages.
Som nevnt tidligere, var noen av de undersøkte legeringer direkte fremstilt til plate enten ved varm- eller kaldvalsing før nitrering. Alle disse materialer var karakterisert ved en hardhet på mindre enn 400 diamantpyramidetall (DPN), noe som tilsvarer ca. 70 på Rockwell A skala (Ra). As mentioned earlier, some of the investigated alloys were directly produced into sheet either by hot or cold rolling before nitriding. All these materials were characterized by a hardness of less than 400 diamond pyramid number (DPN), which corresponds to approx. 70 on the Rockwell A scale (Ra).
Man har funnet at materialer som faller innenfor forannevnte brukbare sammensetningsområde slik disse er definert i fig. 1 - 6, og som har et Ti/Mo eller W-forhold større enn 1, tilfredsstiller dette krav, og derfor er forarbeidbare. Den følgende tabell IV gir de hard-hetsdata som ble oppnådd for representative prøver av slike legeringer i støpt tilstand. It has been found that materials that fall within the aforementioned usable composition range as defined in fig. 1 - 6, and which have a Ti/Mo or W ratio greater than 1, satisfy this requirement, and are therefore processable. The following Table IV gives the hardness data obtained for representative samples of such alloys in the as-cast condition.
Under hensyntagen til det ovennevnte, innbefatter foreliggende oppfinnelse også de legeringer som både er lett forarbeidbare og som lar seg nitrere til abrasjonsresistente og skjærende materialer. • Taking into account the above, the present invention also includes those alloys which are both easily processable and which can be nitrided into abrasion-resistant and cutting materials. •
For en mer detaljert beskrivelse og diskusjon med hensyn til materialenes f orarbeidbarhe.t, skal det igjen henvises til de ternære diagrammer, dvs. fig. 1 til 6. For a more detailed description and discussion with regard to the materials' workability, reference should again be made to the ternary diagrams, i.e. fig. 1 to 6.
I niob-wolfram-titan-systemet (fig. 1), finner man slike foretrukne forarbeidbare materialer innenfor det polygon som dannes av In the niobium-tungsten-titanium system (Fig. 1), such preferred machinable materials are found within the polygon formed by
linjene P Q F A B P. Sammensetninger som faller til venstre for P Q linjene er de som har et forhold titan til wolfram på 1 eller større. Med hensyn til sammensetning inneholder slike ternære legeringer før nitrering følgende: the lines P Q F A B P. Compositions falling to the left of the P Q lines are those with a titanium to tungsten ratio of 1 or greater. In terms of composition, such ternary alloys before nitriding contain the following:
fra 33 til 85 % niob from 33 to 85% niobium
fra 2 til 33 % wolfram og from 2 to 33% tungsten and
fra 7.5 til 45 % titan. from 7.5 to 45% titanium.
I niob-titan-baserte legeringer, er molybdenet utbyttbart med wolfram i det legeringssystem som er vist på fig. 1. Med niob-molybden-titan er slike bearbeidbare materialer definert av polygonet P Q B C D og P, og med hensyn til sammensetning finner man følgende: In niobium-titanium based alloys, the molybdenum is interchangeable with tungsten in the alloy system shown in fig. 1. With niobium-molybdenum-titanium, such machinable materials are defined by the polygon P Q B C D and P, and with regard to composition one finds the following:
fra 33 til 85 % niob from 33 to 85% niobium
fra 2 til 33 % molybden og from 2 to 33% molybdenum and
fra 7.5 til 45 % titan. from 7.5 to 45% titanium.
Lettforarbeidbare sammensetninger i systemet tantal-wolfram-titan er vist på fig. 3. Man finner legeringene inne i det polygon som dannes av linjene P Q B C D og P på nevnte figur, og med hensyn til sammensetning finner man følgende: Easily processable compositions in the tantalum-tungsten-titanium system are shown in fig. 3. One finds the alloys inside the polygon formed by the lines P Q B C D and P on the aforementioned figure, and with regard to composition the following is found:
fra 34 til 88 % tantal from 34 to 88% tantalum
fra 2 til 33 % wolfram og from 2 to 33% tungsten and
fra 6 til 35 % titan. from 6 to 35% titanium.
Molybdentilsetning til tantal-titan-baserte legeringer er vist på fig. 4. Man finner nevnte legeringer innenfor det polygon som dannes av linjene P Q B C D og P på nevnte figur, og med hensyn til sammensetning finner man følgende: Molybdenum addition to tantalum-titanium based alloys is shown in fig. 4. Said alloys are found within the polygon formed by the lines P Q B C D and P on the said figure, and with regard to composition the following is found:
fra 34 til 88 % tantal from 34 to 88% tantalum
fra 2 til 33 % molybden og from 2 to 33% molybdenum and
fra 6 til 35 % titan. from 6 to 35% titanium.
Det fremgår av det forannevnte at alt eller noe av molybdenet kan byttes ut med wolfram. It appears from the above that all or some of the molybdenum can be replaced with tungsten.
I de vanadium- og titanbaserte materialer, dvs. vist på fig. 5 og 6, kan likeledes wolfram og molybdenet byttes ut med hverandre, det være seg fullstendig eller delvis. In the vanadium- and titanium-based materials, i.e. shown in fig. 5 and 6, the tungsten and the molybdenum can likewise be exchanged for each other, be it completely or partially.
På fig. 5 er disse lett forarbeidbare legeringer definert av polygonet P Q C D E og P, og sammensetningen er følgende: In fig. 5, these easily processable alloys are defined by the polygon P Q C D E and P, and the composition is as follows:
fra 25 til 90 % vanadium from 25 to 90% vanadium
fra 2 til 37 % wolfram og from 2 to 37% tungsten and
fra 6 til 45 % titan. from 6 to 45% titanium.
I legeringssystemet V-Mo-Ti, fig. 6, finner man nevnte materialer innen polygonet PQBCDogP, og sammensetningen er følgende: In the alloy system V-Mo-Ti, fig. 6, the aforementioned materials are found within the polygon PQBCDogP, and the composition is as follows:
fra 25 til 90 % vanadium from 25 to 90% vanadium
fra 2 til 37 % molybden og from 2 to 37% molybdenum and
fra 6 til 4-5 % titan. from 6 to 4-5% titanium.
I lett forarbeidbare legeringer ifølge foreliggende oppfinnelse, er det kritisk at forholdet titan til molybden og/eller wolfram, må.være lik eller større enn 1. Dette ser man lett ved linjen P Q i alle de forannevnte ternære systemdiagrammer. In easily processable alloys according to the present invention, it is critical that the ratio of titanium to molybdenum and/or tungsten must be equal to or greater than 1. This is easily seen by the line P Q in all the aforementioned ternary system diagrams.
Innen slike lett forarbeidbare legeringssystemer, er det dog en annen mer ønskelig gruppe legeringer, nemlig de som ikke bare er lett forarbeidbare, men likeledes er foretrukne skjærematerialer slik dette er definert ovenfor. Disse materialer er av virkelig kommer-siell betydning. Within such easily processable alloy systems, however, there is another more desirable group of alloys, namely those which are not only easily processable, but are also preferred cutting materials as defined above. These materials are of real commercial importance.
I systemet Nb-W-Ti (fig. 1), finner man slike materialer innen det polygon som dannes av linjene R S I J og R, og materialet består av: In the system Nb-W-Ti (fig. 1), such materials are found within the polygon formed by the lines R S I J and R, and the material consists of:
fra 43 til 75 % niob from 43 to 75% niobium
fra 10 til 29 % wolfram og from 10 to 29% tungsten and
fra 12.5 til 36 % titan. from 12.5 to 36% titanium.
Slike foretrukne materialer i Nb-Mo-Ti-systemet er de som faller innenfor polygonet R S I J og R på fig. 2. Such preferred materials in the Nb-Mo-Ti system are those falling within the polygon R S I J and R in fig. 2.
Rent sammensetningsmessig innbefatter dette følgende: Purely in terms of composition, this includes the following:
fra 45 til 75 % niob from 45 to 75% niobium
fra 8 til 27 % molybden og from 8 to 27% molybdenum and
fra 12.5 til 35 % titan. from 12.5 to 35% titanium.
Det skal bemerkes at i nevnte foretrukne legeringssystemer er forholdet titan til molybden og/eller wolfram 1 eller større. It should be noted that in said preferred alloy systems the ratio of titanium to molybdenum and/or tungsten is 1 or greater.
I systemet Ta-W-Ti, faller slike foretrukne ternære leger- In the system Ta-W-Ti, such preferred ternary alloys fall
inger innenfor polygonet R S I J og R på fig. 3> nemlig: ings within the polygon R S I J and R in fig. 3> namely:
fra 48 % til 78 % tantal from 48% to 78% tantalum
fra 5 % til 26 % wolfram og from 5% to 26% tungsten and
fra 11 % til 34 % titan. from 11% to 34% titanium.
I systemet Ta-Mo-Ti, faller'slike foretrukne legeringer innenfor polygonet R S I J og R på fig. 4, nemlig: In the Ta-Mo-Ti system, such preferred alloys fall within the polygon R S I J and R of FIG. 4, namely:
fra 48 til 78 % tantal from 48 to 78% tantalum
fra 5 til 26 % molybden og from 5 to 26% molybdenum and
fra 11 til 34 % titan. from 11 to 34% titanium.
I systemet V-W-Ti faller slike foretrukne ternære legeringer innenfor polygonet R S I J og R på fig. 5, og de har følgende sammensetning: In the system V-W-Ti, such preferred ternary alloys fall within the polygon R S I J and R in fig. 5, and they have the following composition:
fra 41 til 80 % vanadium from 41 to 80% vanadium
fra 5 til 29 % wolfram og from 5 to 29% tungsten and
fra 10 til 40 % titan. from 10 to 40% titanium.
I systemet V-Mo-Ti, faller slike foretrukne ternære legeringer innenfor polygonet J R I og J på fig. 6, og de har følgende sammensetning: In the system V-Mo-Ti, such preferred ternary alloys fall within the polygon J R I and J of FIG. 6, and they have the following composition:
fra 43 til 78 % vanadium from 43 to 78% vanadium
fra 11 til 28 % molybden og from 11 to 28% molybdenum and
fra 11 til 35 % titan. from 11 to 35% titanium.
I tillegg til at nevnte legeringer er lett forarbeidbare i form av faste legemer, så skal det bemerkes at nevnte legeringer likeledes kan fremstilles ved standard pulverteknikk. In addition to the fact that said alloys are easily processed in the form of solid bodies, it should be noted that said alloys can also be produced by standard powder technology.
Anvendbarheten av foreliggende nitrerte materialer som hurtigskjærende verktøy-materialer for herdet stål er blitt beskrevet. I tillegg til dette kan materialene også anvendes for skjæring av andre vanskelig skjærbare materialer. Mange av de foreliggende nitrerte materialer vil således skjære 33 cm^ fra en koboltbasert legering ("Haynes 25") ved 122 m/min (ved overflaten) med meget liten verktøy-slitasje, mens sintret karbid under disse betingelser vil svikte. Prøving har vist at materialene dessuten har utmerket abrasjonsresistens. De nitrerte materialer er videre resistente overfor en rekke sterke syrer. De kan således anvendes i forhold som innbefatter både korrosjon og abrasjon. The applicability of the present nitrided materials as high-speed tool materials for hardened steel has been described. In addition to this, the materials can also be used for cutting other materials that are difficult to cut. Thus, many of the present nitrided materials will cut 33 cm^ from a cobalt-based alloy ("Haynes 25") at 122 m/min (at the surface) with very little tool wear, while sintered carbide under these conditions will fail. Testing has shown that the materials also have excellent abrasion resistance. The nitrated materials are also resistant to a number of strong acids. They can thus be used in conditions that include both corrosion and abrasion.
Mer spesielt kan foreliggende nitrerte materialer blant annet anvendes i roterende filer og sirkelsager, i gjengejern, driller, stanseverktøy, roterende pakninger, dyser og rørforinger. More particularly, the present nitrided materials can be used, among other things, in rotary files and circular saws, in taps, drills, punching tools, rotary gaskets, nozzles and pipe liners.
Claims (26)
Applications Claiming Priority (2)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
US66551067A | 1967-09-05 | 1967-09-05 | |
US75565868A | 1968-08-27 | 1968-08-27 |
Publications (1)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
NO125397B true NO125397B (en) | 1972-09-04 |
Family
ID=27099221
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
NO3428/68A NO125397B (en) | 1967-09-05 | 1968-09-04 |
Country Status (11)
Country | Link |
---|---|
AT (1) | AT291611B (en) |
BE (1) | BE720398A (en) |
DE (1) | DE1758923C3 (en) |
FI (1) | FI49435C (en) |
FR (1) | FR1584635A (en) |
GB (1) | GB1239941A (en) |
IL (1) | IL30661A (en) |
LU (2) | LU56821A1 (en) |
NL (1) | NL149544B (en) |
NO (1) | NO125397B (en) |
SE (1) | SE363514B (en) |
Families Citing this family (4)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
US3830670A (en) * | 1970-12-18 | 1974-08-20 | Surface Technology Corp | Graded multiphase carburized materials |
US4026730A (en) * | 1973-01-18 | 1977-05-31 | Surface Technology Corporation | Nitrided materials |
US4799977A (en) * | 1987-09-21 | 1989-01-24 | Fansteel Inc. | Graded multiphase oxycarburized and oxycarbonitrided material systems |
AT401778B (en) | 1994-08-01 | 1996-11-25 | Plansee Ag | USE OF MOLYBDENUM ALLOYS |
-
1968
- 1968-09-04 LU LU56821D patent/LU56821A1/xx unknown
- 1968-09-04 IL IL30661A patent/IL30661A/en unknown
- 1968-09-04 FI FI682488A patent/FI49435C/en active
- 1968-09-04 NO NO3428/68A patent/NO125397B/no unknown
- 1968-09-04 SE SE11913/68A patent/SE363514B/xx unknown
- 1968-09-04 DE DE1758923A patent/DE1758923C3/en not_active Expired
- 1968-09-04 NL NL686812592A patent/NL149544B/en unknown
- 1968-09-04 AT AT859968A patent/AT291611B/en not_active IP Right Cessation
- 1968-09-04 BE BE720398D patent/BE720398A/xx unknown
- 1968-09-04 LU LU56819D patent/LU56819A1/xx unknown
- 1968-09-04 GB GB41954/68A patent/GB1239941A/en not_active Expired
- 1968-09-04 FR FR1584635D patent/FR1584635A/fr not_active Expired
Also Published As
Publication number | Publication date |
---|---|
FR1584635A (en) | 1969-12-26 |
FI49435B (en) | 1975-02-28 |
BE720398A (en) | 1969-03-04 |
AT291611B (en) | 1971-07-26 |
LU56821A1 (en) | 1970-09-03 |
IL30661A0 (en) | 1968-12-26 |
NL6812592A (en) | 1969-03-07 |
GB1239941A (en) | 1971-07-21 |
DE1758923B2 (en) | 1977-01-13 |
FI49435C (en) | 1975-06-10 |
DE1758923C3 (en) | 1978-09-14 |
LU56819A1 (en) | 1970-03-04 |
NL149544B (en) | 1976-05-17 |
IL30661A (en) | 1972-07-26 |
DE1758923A1 (en) | 1972-04-13 |
SE363514B (en) | 1974-01-21 |
Similar Documents
Publication | Publication Date | Title |
---|---|---|
EP0722510B1 (en) | Method of forming a titanium alloy product | |
US4799977A (en) | Graded multiphase oxycarburized and oxycarbonitrided material systems | |
Can Kurnaz et al. | The Effect of Ti–B and Sr on the mechanical behaviour of the Zinc–Aluminum-based ZA-12 alloy produced by gravity casting | |
Mücklich et al. | RuAl and its alloys, Part II: Mechanical properties, environmental resistance and applications | |
Narita et al. | Sulfidation properties of Fe-Cr alloys at 1073 K in H2S-H2 atmospheres of sulfur pressures 10− 2 and 10− 5 Pa | |
US3642546A (en) | Nitrided vanadium, columbium and tantalum base alloys | |
NO125397B (en) | ||
US3549427A (en) | Wear resistant materials | |
US3644153A (en) | Abrasion-resistant materials and certain alloys therefore | |
US3549429A (en) | Wear and abrasion resistant materials | |
US3713907A (en) | Graded multiphase materials | |
US3679494A (en) | Nitrided hafnium-tantalum alloys and method of making the same | |
US3802933A (en) | Composite nitrided materials | |
Murthy et al. | Effect of microstructural features on the fracture toughness of a welded alpha-beta Ti Al Mn alloy | |
Northcott | Some features of the refractory metals | |
US3713906A (en) | Nitrided tantalum base alloys | |
US3677832A (en) | Nitrided titanium alloys | |
US3674571A (en) | Nitrided zirconium alloys | |
US3701655A (en) | Columbium base alloy | |
Saito et al. | Corrosion behavior of Mo–Re based alloys in liquid Li | |
US4026730A (en) | Nitrided materials | |
ZY et al. | The effect of substrate dissolution in brazing CP-Ti and Ti-15-3 using clad Ti–15Cu–15Ni filler | |
NO123550B (en) | ||
US3674574A (en) | Nitrided surface modified alloys | |
Cornish et al. | Overview of the development of new Pt-based alloys for high temperature application in aggressive environments |